EXPERIMENTÁLNÍ METODYust.fme.vutbr.cz/tvareni/img/cviceni/he1_experimentalni_metody_cvic… · 4 Forejt2003 doplněno k 2019 8.Experimentální technologické zkoušky objemové

1

Forejt2003 doplněno k 2019

FAKULTA STROJNÍHO INŢENÝRSTVÍ

VYSOKÉHO UČENÍ TECHNICKÉHO V BRNĚ

ÚSTAV STROJÍRENSKÉ TECHNOLOGIE

Technická 2896/2, 616 69 Brno

_____________________________________________________________________________

Prof.Ing.Milan Forejt, CSc.

Doc.Ing.Anton Humár,CSc.

Doc.Ing.Miroslav Píška, CSc.

Dr.Ing.Libor Janíček

EXPERIMENTÁLNÍ METODY HE1, HE1-K, (HE2)

SYLABUS

pro magisterský studijní program 23-01-T Strojní inţenýrství

obor strojírenská technologie – obrábění – tváření, svařování - management,

II.stupeň. 2.ročník magisterského studia

Brno, říjen 2003 (doplněno 2019)

2


OBSAH

strana

Osnova předmětu - výpis kurzu HE1 VUT v Brně - karta předmětu he1 3

1. Měření opotřebení řezného nástroje. Doc.Ing. Anton Humár, CSc. 5

2. Zpracování závislostí trvanlivost - řezná rychlost. Doc.Ing. Anton Humár, CSc. 13

3. Měření teploty řezného nástroje. Doc.Ing. Anton Humár, CSc. 19

4. Analýza řezných vlastností vrtáků z rychlořezné oceli s PVD povlaky.

Doc.Ing. Miroslav Píška, CSc.

30

5. Analýza řezných vlastností hrubovacích fréz. Doc.Ing. Miroslav Píška, CSc. 39

5.a Určení kroutícího momentu při řezání závitů maticovým závitníkem.


43

6. Technologické zkoušky objemové tvařitelnosti. Dr.Ing.Libor Janíček 50

7. Zkoušky pro zjišťování koeficientu tření s vlivem maziv. Dr.Ing.Libor Janíček 58

8. Zjišťování rázových sil a napětí při Taylorově testu. Prof.Ing.Milan Forejt, CSc. 66

9. Provedení Taylorova testu a jeho vyhodnocení. Prof.Ing.Milan Forejt, CSc. 73

10. Zjišťování dynamických mechanických vlastností materiálů metodou

Hopkinsonova testu . Prof.Ing.Milan Forejt, CSc.

79

3


Osnova předmětu viz téţ karta předmětu HE1

https://www.vutbr.cz/teacher2/cs/predmet-zobrazeni-tisk/pdf-dokumentace/ID/197907

Magisterský studijní program 23-01-T Strojní inţenýrství

obor strojírenská technologie –obrábění – tváření - svařování - management,

II.stupeň. 2.ročník magisterského studia

Název předmětu: EXPERIMENTÁLNÍ METODY - he2 Experimental methods

Garant předmětu: prof.Ing.Milan Forejt, CSc

Charakter předmětu: povinný předmět

Rozsah: 2 - 2 (dělení C2b), 6 kreditů z, zk

Anotace předmětu, cíle

Předmět se zabývá základními metodami měření a vyhodnocování průvodních jevů obrábění a tváření. Předmět

zahrnuje mechanické zkoušky,kvalitativní a kvantitativní hodnocení opotřebení, měření řezných sil a odporů,

tvářecích a vyhazovacích sil, přetvárných odporů, rychlostí deformací, měření teplot a tepla, kmitání a to

z hlediska jednotlivých metod obrábění, tváření a pracovních podmínek nástroje, (pouţití dynamometrů,

kalorimetrů, různých snímačů a přístrojů na zpracovávání signálů. Dále se zabývá vyuţitím světelných a

elektronových mikroskopických metod vyhodnocování morfologie povrchů nástroje a obrobků. Experimental methods

The subject deals with the basic methods of measuring and evaluating attendant phenomena in machining and metal-

forming. They include mechanical testing, qualitative and quantitative evaluation of wear, measuring of cutting forces and

resistance, metal-forming and ejecting forces, resistance to plastic strain, strain rates, temperature & heat, and oscillation.

The evaluation is dealt with from the viewpoint of the individual methods of machining and metal-forming and the

operating conditions of the tool. Also discussed is the application of the methods of light and electron microscopy when

assessing the morphology of the surface of tools and workpieces.

Cílem předmětu je seznámit studenty se specializovanými experimentálními metodami, které jsou

nutné pro posuzování funkčních vlastností řezných a tvářecích nástrojů, obrobitelnosti a tvařitelnosti

materiálů ve výrobní a výzkumné oblasti. Dále zdůraznit význam a pouţití technických měření a

zkoušek pro rozvoj oborů technologie obrábění a tváření.

Absolvent předmětu je schopen podílet se tvůrčím způsobem na provádění a vyhodnocování

potřebných experimentů v technologických procesech obrábění a tváření. Získá přehled

o potřebných měřících metodách a měřících zařízení s automatizovanými výstupy a hodnocením

pomocí výpočetní techniky.

Předmět zabezpečují: prof. Ing. Milan Forejt, CSc., Ing. Zdeněk Fiala, Ph.D, Ing. Barbora Kudláčová

Osnova předmětu ( rozsah a obsahové zaměření)

1.Opotřebení nástroje, (kritéria, měřící metody a zařízení, zpracování naměřených hodnot).

2.Teplo a teplota (měřící metody, snímače, přístroje, zpracování naměřených hodnot).

3.Řezné síly a odpory (dynamometry, snímání a vyhodnocování veličin, zpracování naměřených hodnot).

4.Kmitání (principy, experimentální zařízení, snímače, přístroje pro zpracování signálů).

5.Mikroskopické metody (analýza morfologie povrchu nástroje a obrobku na elektronovém řádkovacím

mikroskopu).

6. Hodnocení vlastností materiálŧ pro řezné nástroje.

7. Komplexní hodnocení vlastností řezných nástrojŧ.

4


8.Experimentální technologické zkoušky objemové tvařitelnosti.

9.Zkoušky pro zjišťování koeficientu tření a vlivu maziv ve tváření.

10. Experimentální zjišťování nerovnoměrností deformace.

11.Měření tvářecích a vyhazovacích sil, zjišťování napjatosti.

12.Zjišťování přetvárných odporŧ za vyšších rychlostí deformací.

13.Zjišťování dynamických mechanických vlastností materiálŧ.

Laboratorní cvičení:

1. Měření opotřebení nástroje v průběhu funkce a vyhodnocení hodnot.

2. Zpracování závislostí trvanlivost-řezná rychlost z hodnot opotřebení.

3. Analýza řezných vlastností vrtáků (z RO s PVD povlaky).

4. Analýza řezných vlastností fréz.

5. Měření kroutícího momentu při řezání závitu maticovým závitníkem.

6. Analýza energetických a tepelných jevů při broušení.

7. Analýza vlastností řezných kapalin.

8. Komplexní pěchovací zkouška a vyhodnocení přetvárných odporů,

přetvárné práce a rychlostí deformace.

9. Zjišťování průběhu součinitele tření během tvářecího procesu.

10. Zjišťování rázových sil a napětí při Taylorovu testu.

11. Provedení Taylorova testu na pneumatickém kanónu a jeho vyhodnocení.

12. Zjišťování dynamických mechanických vlastnosti materiálů metodou Hopkinsonova testu.

Literatura, na níţ je předmět vystavěn:

[1.] FOREJT, Milan, HUMÁR, Anton, PÍŠKA, Miroslav a Libor JANÍČEK. Experimentální metody. [online].

Studijní opory pro magisterský studijní program 23-01-TStrojní inţenýrství, obor strojírenská technologie -

obrábění - tváření, svařování - management, VUT v Brně, Fakulta strojního inţenýrství, 2003 -doplněna

2019. Dostupné z: http://ust.fme.vutbr.cz/tváření/opory-save/Experimentální_metody_he1.pdf.

[2] FOREJT, Milan a Miroslav PÍŠKA. Teorie obrábění, tváření a nástroje. Brno: Akademické nakladatelství

CERM, 2006. ISBN 80-214-2374-9. ( dotisk 2008, 2012, 2015, 2018)

[3] ASM handbook. Vol 8. Mechanical Testing. Materials Park, Ohio: ASM International, 1985. 892 p. ISBN

0-87170-708-X.

[4] MEYERS, Marc A. Dynamic behavior of materials. New York: Wiley, c1994. ISBN 0-471-58262-x.

Doporučená literatura

[5] MELOUN, M., MILITKÝ, J. Statistické zpracování experimentálních dat. PLUS s.r.o. Praha, 1994. 839 s.

ISBN 80-85297-56-6.

[6] SMITH, G.-T. Cutting Tool Technology - Industrial Handbook. Springer-Verlag London Limited. United

Kingdom. 2008. 597 pp. ISBN 978-1-84800-204-3.

[7] STAHL, J.-E. Metal Cutting Theories and Models. GB Seco Tools AB. 02858870 ST20126371. 2012.

580 pp. ISBN 978-91-673-1336-1.8.

[8] MEYERS, Marc A. Dynamic behavior of materials. New York: John Wiley and Sons., c1994. 668 p.

ISBN 0-471-58262-X

5


Doc.Ing.Anton Humár, CSc

1. MĚŘENÍ OPOTŘEBENÍ ŘEZNÉHO NÁSTROJE

1.1. Fyzikální podstata opotřebení

Opotřebení je běţným důsledkem funkce všech strojních součástí, které jsou ve vzájemném kontaktu a

relativním pohybu. Při obrábění dochází v důsledku řezného procesu k relativnímu pohybu nástroj-obrobek a

nástroj-tříska, i ke kontaktu nástroje s obrobkem (na hlavním a vedlejším hřbetě a špičce nástroje) a odcházející

třískou (na čele nástroje), coţ musí nutně vést k opotřebení nástroje.

Proces opotřebení nástroje je velmi sloţitý děj, který závisí na mnoha faktorech (fyzikální a

zejména mechanické vlastnosti obráběného a nástrojového materiálu, druh obráběcí operace,

geometrie nástroje, pracovní podmínky, řezné prostředí, atd.) a v jehoţ průběhu působí mnoho

odlišných fyzikálně-chemických jevů (mechanizmů opotřebení). K základním mechanizmům

opotřebení patří zejména:

abraze (brusný otěr vlivem tvrdých mikročástic obráběného materiálu i mikročástic uvolněných z nástroje),

adheze (vznik a okamţité následné porušování mikrosvarových spojů na stýkajících se vrcholcích

nerovností čela a třísky, v důsledku vysokých teplot a tlaků, chemické příbuznosti materiálů a kovově

čistých styčných povrchů),

difúze (migrace atomů z obráběného do nástrojového materiálu a naopak, a z ní vyplývající vytváření

neţádoucích chemických sloučenin ve struktuře nástroje),

oxidace (vznik chemických sloučenin na povrchu nástroje v důsledku přítomnosti kyslíku v okolním

prostředí),

plastická deformace (důsledek vysokého tepelného a mechanického zatíţení, kumulovaného v čase), která

se můţe ve svém nejnepříznivějším důsledku projevit ve formě tzv. lavinového opotřebení,

křehký lom (důsledek vysokého mechanického zatíţení, např. přerušovaný řez, nehomogenity a vměstky v

obráběném materiálu, atd.).

Abraze a adheze jsou téţ obvykle označovány jako fyzikální mechanismy opotřebení, difúze a oxidace

jako chemické, všechny působí v průběhu času plynule, s tím, ţe časový okamţik začátku jejich působení

nemusí být vţdy shodný. Plastická deformace a křehký lom jsou naproti tomu mechanizmy, které působí náhle,

v daném okamţiku a obvykle způsobí okamţité ukončení činnosti nástroje (náhlá změna tvaru břitu nástroje,

lavinové opotřebení nebo ulomení špičky). Hřbet nástroje se opotřebovává především v důsledku abraze a

oxidace, čelo v důsledku adheze, difúze, abraze a oxidace. Na skutečnost, zda se nástroj bude více

opotřebovávat na hřbetě nebo na čele (příp. na špičce), mají výrazný vliv i další faktory, jako je např. geometrie

nástroje, druh operace (hrubování, dokončování) a v neposlední řadě i řezné podmínky (řezná rychlost, posuv,

šířka záběru ostří, řezné prostředí).

První dva mechanismy opotřebení jsou téţ obvykle označovány jako fyzikální, druhé dva

jako chemické, všechny čtyři působí v průběhu času plynule, s tím, ţe časový okamţik začátku

jejich působení nemusí být vţdy shodný. Plastická deformace a křehký lom jsou naproti tomu

mechanismy, které působí náhle, v daném okamţiku a obvykle způsobí okamţité ukončení činnosti

nástroje (náhlá změna tvaru břitu nástroje, lavinové opotřebení nebo ulomení špičky). Hřbet nástroje

se opotřebovává především v důsledku abraze a oxidace, čelo v důsledku adheze, difúze,

6


abraze a oxidace. Na skutečnost, zda se nástroj bude více opotřebovávat na hřbetě nebo na čele

(příp. na špičce), mají výrazný vliv i další faktory, jako je např. geometrie nástroje, druh operace

(hrubování, dokončování) a v neposlední řadě i řezné podmínky (řezná rychlost, posuv, hloubka

řezu a chlazení).

1.2. Formy opotřebení

Vzhled břitu nástroje ze slinutého karbidu, se všemi typickými formami opotřebení, je

uveden na obrázku číslo 1.1, vzhled břitu nástroje z řezné keramiky na obrázku číslo 1.3. Jednotlivé

formy opotřebení jsou na obou obrázcích označeny následovně: 1 - fazetka opotřebení na hřbetě, 2 -

výmol na čele, 3 - primární hřbetní rýha, 4 - sekundární (oxidační) hřbetní rýha, 5 - rýha na čele. Na

obrázcích 1.2 a 1.4 jsou dokumentovány opotřebené plochy nástroje ze slinutého karbidu resp.

řezné keramiky.

Obr.1.1 Formy opotřebení břitu Obr.1.2 Opotřebený břit nástroje z SK

nástroje z SK

Obr.1.3 Formy opotřebení břitu Obr.1.4 Břitová destička z ŘK

nástroje z ŘK opotřebená na čele

7


1.3. Kritéria opotřebení

Kritéria, kterými je opotřebení kvantifikováno, jsou uvedena na obrázku č.1.5 (nejčastěji uţívaná kritéria,

VB - šířka fazetky opotřebení na hřbetě, KT - hloubka výmolu na čele, KVy - radiální opotřebení špičky, jsou

zvýrazněna většími písmeny). Kritérium KVy je významné zejména u dokončovacích operací, protoţe

způsobuje změnu rozměru obrobené plochy. Označování jednotlivých kritérií odpovídá místním zvyklostem,

které se poněkud liší od normy ČSN ISO 3685, která označuje kritéria opotřebení na hřbetě VBC (VC na

obrázku č.1.5), VBB (VB), VBB max (VBmax) a VBN (VN).

Obr.1.5 Kritéria opotřebení řezného nástroje

1.4. Měření opotřebení

Klasifikace metod pro stanovení opotřebení řezného nástroje:

přímé metody:

měření vybraného kritéria opotřebení (VB - pomocí dílenského mikroskopu, KT - pomocí

profiloměru, KVy - délkovým měřidlem); diskontinuální metoda - po přerušení nebo skončení činnosti

nástroje,

vážení břitové destičky (diskontinuální metoda),

optické sledování funkční plochy (diskontinuální metoda),

elektrické metody (kontinuální):

odporové (vyhodnocování změn odporu v místě kontaktu nástroje s obrobkem; sledování chování

tenké vrstvy odporového materiálu, naneseného na hřbet nástroje; odporový snímač, který se

opotřebovává zároveň s nástrojem),

indukční,

sledování vzájemné polohy nástroje a obrobku,

8


ultrazvukové metody (kontinuální),

pneumatické metody (kontinuální),

radioaktivní metody (kontinuální):

ozářený nástroj,

mikroizotopový snímač,

měření rozměrů obrobku (kontinuální),

nepřímé metody (kontinuální):

měření a vyhodnocování jednotlivých složek řezné síly,

měření a vyhodnocování elektrického příkonu obráběcího stroje,

měření kmitání (amplituda kmitů, zrychlení, parametry akustické emise),

měření teploty řezání,

měření struktury povrchu obrobené plochy (parametry Ra, Ry, apod.),

sledování druhotných projevů opotřebení (subjektivní metody):

lesklé prouţky na obrobené ploše,

charakteristický zvuk,

změna tvaru a barvy třísky.

Obr.1.6 Pravidelná nízká hodnota VB Obr.1.7 Poměrně pravidelná nízká

hodnota VB, vylomené ostří

Obr.1.8 Pravidelná vysoká hodnota VB Obr.1.9 Nízká hodnota VB kombinovaná

s vysokou hodnotou VBmax

9


Obr.1.10 Nízká hodnota VB kombinovaná Obr.1.11 Převládající hodnota VBmax

s vysokou hodnotou VBmax

Obr.1.12 Převládající hodnoty VC a VBmax Obr.1.13 Převládající hodnoty VC, VN a VBmax

V praxi jsou pro měření opotřebení nástroje nejčastěji pouţívány metody přímého měření základních

kritérií opotřebení, zejména VB a KT. Hodnoty VB jsou měřeny pomocí malého dílenského mikroskopu tak,

ţe se nitkový kříţ nastaví do základní polohy, na čáru představující čelo nástroje, a poté se přesune do polohy,

kde se kryje s měřeným kritériem opotřebení (ukázky jsou uvedeny na obrázcích číslo 1.6 aţ 1.13). Naměřené

hodnoty jsou vynášeny do závislostí VB=f(čas) - viz obrázky č.1.14 a 1.15.

10


Obr.1.14 Časový průběh křivek opotřebení Obr.1.15 Časový průběh křivek opotřebení

při obrábění ložiskové oceli při obrábění oceli 12 050.1

Ukázky záznamů měření hodnot KT pomocí profiloměru Hommel-Tester-T (přístroj na měření

parametrů struktury povrchu) jsou uvedeny na obrázcích č.1.16 a 1.17. Na obrázku č.1.16 je zaznamenána

hloubka výmolu na břitových destičkách ze slinutého karbidu K10 po soustruţení vysocepevné oceli (mez

pevnosti v tahu Rm=1480 MPa, mez kluzu Rp0,2=1300 MPa, vrubová houţevnatost KCU3= 23 J cm-2)

řeznými rychlostmi vc=20120 m min-1 (šířka záběru ostří ap=1,5 mm, posuv na otáčku f=0,156 mm, doba

obrábění T=5 min). Záznamy byly snímány přibliţně uprostřed délky výmolu, ve stavu po zkoušce a na stejném

místě destičky ve stavu po odleptání nárůstku v kyselině chlorovodíkové.

Na obrázku č.1.17 je zaznamenána hloubka výmolu na břitových destičkách ze slinutého karbidu K10

po soustruţení oceli 12 050.1 řeznými rychlostmi vc=40200 m min-1 (šířka záběru ostří ap=1,5 mm, posuv na

otáčku f=0,156 mm, doba obrábění T=5 min). Záznamy byly opět snímány přibliţně uprostřed délky výmolu,

ve stavu po zkoušce a na stejném místě destičky ve stavu po odleptání nárůstku v kyselině chlorovodíkové.

11


Obr.1.16 Hloubka výmolu na čele destiček po soustružení vysocepevné oceli

Výsledky měření hloubky výmolu na obrázcích č.1.16 a 1.17 jednoznačně potvrzují známou

skutečnost, ţe slinutý karbid K10 není vhodný pro obrábění ocelí. Je z nich téţ zřejmé, ţe intenzita

opotřebení se zvyšuje s narůstající řeznou rychlostí a je znatelně vyšší při obrábění vysocepevné

oceli.

12


Obr.1.16 Hloubka výmolu na čele destiček po soustružení oceli 12 050.1

13


Doc.Ing.Anton Humár, CSc.

2. ZPRACOVÁNÍ ZÁVISLOSTÍ TRVANLIVOST - ŘEZNÁ RYCHLOST

Z hodnot řezných rychlostí vc1 aţ vc5 a jim odpovídajících trvanlivostí T1 aţ T5 uvedených v tabulce č.2.1

zpracujte průběhy T-vc závislostí. Vyhodnocení proveďte:

a) graficky,

b) graficko - analyticky,

c) pomocí zjednodušené lineární regresní analýzy s vyuţitím metody nejmenších čtverců,

d) libovolným způsobem s vyuţitím osobního počítače.

Tab.2.1 Zadané hodnoty

Číslo

zadání

Hodnoty vci [m min-1], hodnoty trvanlivosti T [min]

i = 1 i = 2 i = 3 i = 4 i = 5

vci Ti vci Ti vci Ti vci Ti vci Ti

1 145 80 175 30 220 10 255 5,0 305 2

2 150 78 175 28 220 90 260 4,5 300 2

3 155 76 175 26 220 8 255 5,0 310 2

4 160 74 175 24 210 10 260 4,5 305 2

5 140 82 180 30 210 90 270 5,0 300 2

6 145 80 180 28 210 8 255 4,5 310 2

7 150 78 180 26 200 10 260 5,0 295 2

8 155 76 180 24 200 90 260 4,5 295 2

9 160 74 180 30 200 8 250 5,0 295 2,5

10 140 82 180 28 220 10 255 4,5 300 2,5

11 145 80 185 26 220 90 275 5,0 300 2,5

12 150 78 185 24 220 8 260 4,5 300 2,5

13 155 76 185 30 210 10 270 5,0 310 2,5

14 160 74 185 28 210 90 260 4,5 305 2,5

15 140 82 185 26 210 8 255 5,0 295 2,5

16 145 80 190 24 200 10 250 4,5 305 2,5

17 150 78 190 30 200 90 260 5,0 300 3

18 155 76 190 28 200 8 270 4,5 310 3

19 160 74 190 26 220 10 275 5,0 295 3

20 140 82 190 24 220 90 260 4,5 300 3

21 145 80 170 30 220 8 255 5,0 300 3

22 150 78 170 28 210 10 270 4,5 310 3

23 155 76 170 26 210 90 250 5,0 305 3

24 160 74 170 24 210 8 275 4,5 300 3

25 140 82 170 30 200 10 260 5,0 295 3

14


Vypracování a)

Základní T-vc závislost je vyjádřena vztahem

m

c

T

v

CT [min], (2.1)

kde: CT [-] - konstanta, m = tg α [-] - exponent,

vc [m min-1] - řezná rychlost,

nebo vzhledem k velmi vysoké a nepraktické hodnotě konstanty CT (řádově 10910

13) častěji ve tvaru

m/1

vcT

Cv [m min

-1], (2.2)

kde: Cv [-] - konstanta (protoţe Cv=CT1/m

, je řádová velikost konstanty Cv pouze 10210

3).

Pro grafické zpracování T-vc závislosti je třeba, na milimetrovém papíru a v logaritmických souřadnicích,

vytvořit osy pro trvanlivost (svislá osa, rozsah hodnot T=1100 minut, tedy dvě dekády) a řeznou rychlost

(vodorovná osa, vc=1001000 m min-1, jedna dekáda). Příklad vytvoření stupnic jedné dekády velikosti

100x100 mm (rozsah T=10100 minut, vc=1001000 m min-1) je uveden na obrázku číslo 2.1.

Obr.2.1

Do připraveného diagramu jsou postupně vynášeny jednotlivé body o souřadnicích T1-vc1 aţ T5-vc5 (na

obrázku č.2.2 označeny i=1 aţ i=5). Protoţe závislost T-vc je v logaritmických souřadnicích vyjádřena

přímkou, je třeba z pěti vynesených bodů vytvořit dvě těţiště, aby proloţení přímky zadanými body bylo zcela

jednoznačné a v rámci pouţité grafické metody co nejpřesnější.

15


Těţiště jsou v daném případě vytvořena z bodů 1 a 2 (těţiště T1-2) a z bodů 3-5 (těţiště T3-4-5) následujícím

postupem:

těţiště T1-2 leţí uprostřed spojnice bodů 1 a 2,

spojením bodů 3 a 4 a rozpůlením vytvořené spojnice se získá bod T3-4, který se spojí s posledním

zadaným bodem 5; spojnice bodů T3-4 a 5 se rozdělí na třetiny a druhé těţiště pro proloţení T-vc závislosti

(T3-4-5) leţí na této spojnici ve vzdálenosti 2/3 její délky od bodu 5.

Hodnota exponentu m se stanoví jako tangenta úhlu α, hodnota konstanty Cv se odečítá na ose řezné

rychlosti tam, kde vytvořená přímka T-vc tuto osu protíná (je to hodnota řezné rychlosti pro trvanlivost T=1

min). Hodnotu konstanty CT nelze z grafického zpracování odečítat a proto se vypočítá z jiţ stanovených

hodnot Cv a m: CT=Cvm.

Obr.2.2 Obr.2.3

Vypracování b)

U této metody se poloha dvou těţišť (T1-2 a T3-5 - obr.2.3), vytvořených pro jednoznačné grafické proloţení

T-vc závislosti pěti zadanými body stanoví výpočtem

2

1ii21T Tlog

2

1Tlog , (2.3)

2

1ici

21Tc vlog

2

1vlog , (2.4)

16


5

3ii53T Tlog

3

1Tlog , (2.5)

5

3ici

53Tc vlog

3

1vlog . (2.6)

Hodnota exponentu m se vypočítá podle vztahu

21Tc

53Tc

53T21T

vlogvlog

TlogTlogtgm

. (2.7)

Zlogaritmováním vztahu (2.1) a následnou úpravou se vytvoří vztah pro výpočet hodnoty konstanty CT

cT vlog.mClogTlog cT vlog.mTlogClog , (2.8)

53T

c53T21T

c21TT vlog.mTlogvlog.mTlogClog

, (2.9)

)C(logexpC TT . (2.10)

Zlogaritmováním vztahu (2.2) a následnou úpravou se vytvoří vztah pro výpočet hodnoty konstanty Cv

Tlog.m

1Clogvlog vc Tlog.

m

1vlogClog cv , (2.11)

53T53T

c21T21T

cv Tlog.m

1vlogTlog.

m

1vlogClog

, (2.12)

)C(logexpC vv . (2.13)

Vypracování c)

Pro soubor náhodných veličin vci a Ti, prezentovaných body Pi se v logaritmických souřadnicích log vc a

log T (obr.2.4) určí poloha těţiště (bod T) podle vztahů

n

1icicT vlog

n

1vlog , (2.14)

n

1iiT Tlog

n

1Tlog , (2.15)

kde: n [-] - počet dvojic náhodných veličin (počet bodů Pi).

V bodě T se zavede pomocný souřadnicový systém log ξ a log η a určí odpovídající souřadnice bodu Pi,

log ξi a log ηi. Po přenesení bodu Pi do bodu Piy, který leţí na výsledné přímce T-vc závislosti, lze určit

souřadnice log ξiy= log ξi a log ηiy, hodnota Δ log ηi bude povaţována za odchylku bodu Pi od výsledné přímky

a určí se podle vztahu

iyii logloglog . (2.16)

Podle obrázku č.2.4 dále pro směrnici výsledné přímky platí

blog

logtg

i

iy

(2.17)

17


a po vyjádření log ηiy ze vztahu (2.17) a dosazení do (2.16)

iii log.bloglog . (2.18)

Čtverec odchylky se získá umocněním vztahu (2.18)

2

i2

ii2

i2

i )(log.blog.log.b.2)(log)log( (2.19)

a vztah pro součet čtverců odchylek bude mít tvar

n

1i

n

1i

n

1i

n

1i

2

i2

ii

2

i

2

i logblog.logb.2loglog . (2.20)

Obr.2.4

Podle principu metody nejmenších čtverců je třeba těţištěm (bodem T) proloţit výslednou přímku tak, aby

součet čtverců odchylek podle vztahu (2.20) byl minimální. Hledá se tedy, na základě volby sklonu výsledné

přímky (vyjádřeno směrnicí b), extrém funkce (2.20), který lze získat její derivací podle argumentu b

n

1i

n

1i

2

iii

n

1i

2

i logb.2log.log20logdb

d. (2.21)

Podmínkou extrému funkce je, ţe její první derivace musí být rovna nule

0logb.2log.log2n

1i

n

1i

2

iii

z čehoţ po úpravě vznikne vztah pro stanovení směrnice výsledné přímky

18


n

1i

2

i

n

1iii

log

log.log

b . (2.22)

V souladu se vztahem (2.8) lze napsat

TcTT vlog.mTlogClog , (2.23)

kde hodnota exponentu m=-b a podle vztahu (2.10) vypočítat hodnotu konstanty CT.

V souladu se vztahem (2.11) lze napsat

TTcv Tlog.m

1vlogClog (2.24)

a podle vztahu (2.13) vypočítat hodnotu konstanty Cv.

Pro lepší přehled je vhodné při výpočtu souřadnic těţiště T a hodnoty směrnice b výsledné přímky T-vc

závislosti zapisovat postupně všechny vypočtené hodnoty do přehledových tabulek číslo 2.2 a 2.3:

souřadnice log vcT se vypočítá tak, ţe hodnota v buňce 1) tabulky č.2.2 se podělí pěti,

souřadnice log TT se vypočítá tak, ţe hodnota v buňce 2) tabulky č.2.3 se podělí pěti,

exponent m se stanoví jako podíl hodnot v buňce 4) tabulky č.2.3 a buňce 3) tabulky č.2.2, násobený

hodnotou -1.

Tab.2.2

i vci [m min-1] log vci log ξi = log vci - log vcT (log ξi)

2

1

2

3

4

5

Σ --- 1) 0 3)

Tab.2.3

i Ti [min] log Ti log ηi = log Ti - log TT log ξi . log ηi

1

2

3

4

5

Σ --- 2) 0 4)

19


Doc.Ing.Anton Humár, CSc.

3. MĚŘENÍ TEPLOTY ŘEZNÉHO NÁSTROJE

3.1. Tepelná bilance řezného procesu

Během obráběcího procesu se téměř veškerá práce řezání transformuje v teplo. Teplo řezného procesu

Qe, vzniklé při odebrání určitého mnoţství materiálu, je přibliţně rovné práci řezného procesu Ee, takţe Qe

Ee. Vzniklé teplo výrazně ovlivňuje řezný proces, protoţe:

negativně působí na řezné vlastnosti nástroje,

ovlivňuje mechanické vlastnosti obráběného materiálu,

ovlivňuje pěchování a zpevňování obráběného materiálu,

ovlivňuje podmínky tření na čele i hřbetě nástroje.

Obr.3.1 Vznik a odvod tepla při obrábění

Teplo při obrábění (obr.3.1) vzniká v oblasti primární plastické deformace I (Qpe - v důsledku

plastických a elastických deformací), v oblasti sekundární plastické deformace II (Q - v důsledku tření mezi

čelem nástroje a třískou a v oblasti III (Q - v důsledku tření hlavního hřbetu nástroje o přechodovou plochu

na obrobku). Vzniklé teplo je odváděno třískou (Qt), nástrojem (Qn), obrobkem (Qo) a řezným prostředím

(Qpr) - obr.3.1. Na základě předpokladu, ţe vzniklé a odvedené teplo musí být v rovnováze, lze vytvořit rovnici

tepelné bilance řezného procesu v následujícím tvaru:

Qpe + Q + Q = Qt + Qn + Q + Qpr [J].

20


Největší mnoţství tepla vzniká v oblasti primární plastické deformace I, následuje oblast sekundární

plastické deformace II. Teplo, vznikající v oblasti hřbetu, by mělo být udrţováno na co moţná nejniţších

hodnotách, proto je třeba volit úhel hřbetu co největší a zamezit výraznému opotřebení hřbetu, které ve svém

konečném efektu úhel hřbetu dále zmenšuje. Mnoţství vzniklého tepla závisí na vlastnostech obráběného

materiálu, geometrii nástroje a řezných podmínkách.

Podíl jednotlivých sloţek tepla, odváděného třískou, obrobkem, nástrojem a prostředím, závisí

na tepelné vodivosti materiálů obrobku a nástroje, na řezných podmínkách (především řezné

rychlosti), řezném prostředí (způsobu chlazení a mazání) a na geometrii břitu řezného nástroje.

Největší část tepla vzniklého při obrábění je u řezných procesů, které vyuţívají nástroj

s definovatelnou geometrií, odváděna ze zóny řezání třískou. Celkové mnoţství tepla, vzniklého při

obrábění, lze měřit pomocí kalorimetrů.

Z hlediska efektivnosti procesu řezání jsou podíly tepelné energie odvedené jednotlivými

účastníky řezného procesu důleţité z následujících důvodů:

teplo odvedené nástrojem: velké mnoţství tepla odvedené nástrojem znamená vysokou

teplotu nástroje - teplota výrazně zvyšuje intenzitu opotřebení a proto dochází ke sníţení

trvanlivosti a ţivotnosti nástroje,

teplo odvedené obrobkem: pokud do obrobku přechází velké mnoţství vzniklého tepla,

má to negativní vliv na kvalitu obrobeného povrchu a to zejména s ohledem na tahová

vnitřní pnutí, která podstatně sniţují spolehlivost součástí při jejich funkci,

teplo odvedené řezným prostředím: velké mnoţství tepla odvedené okolním prostředím

znamená, ţe do nástroje a obrobku přejde menší díl vzniklého tepla, čímţ se zmenší jeho

negativní vlivy na nástroj a obrobek,

teplo odvedené třískou: (podobně jako u tepla odvedeného řezným prostředím).

3.2. Měření teploty řezného nástroje

Teplota nástroje je ovlivněna zejména podílem tepla, které přechází do nástroje v oblastech I, II

a III. Je závislá především na velikosti kontaktní plochy mezi třískou a nástrojem, velikosti řezných

sil a třecích procesech mezi třískou a čelem nástroje a materiálem obrobku a hřbetem nástroje.

Jednotkou teploty je Kelvin, vedlejší jednotkou teploty podle soustavy SI je stupeň Celsia.

Vzájemný přepočet teplot z Celsiovy na Kelvinovu stupnici:

T [ºK] = T [ºC] + 273,15 ,

diference teploty sou stejně velké v obou stupnicích:

1 ºK = 1 ºC .

Pod pojem etalony teploty lze zahrnout přístroje a podmínky měření k zabezpečení

poţadované přesnosti provozních přístrojů v závodech a laboratořích. Etalony 1.stupně jsou

rozděleny do tří intervalů teplot:

13,81 903,90 ºK - platinový odporový teploměr,

903,91 1337,58 ºK - termočlánek Pt10Rh-Pt,

nad 1337,58 ºK - jasový pyrometr.

Metody měření teploty je moţné obecně klasifikovat následujícím způsobem (metody

vyuţitelné pro měření teploty nástroje jsou výrazněny tučným písmem):

přestup tepla dotykem:

21


mechanické způsoby:

» roztaţnost:

lineární,

objemová,

» tlak:

kapaliny,

páry,

plynu,

elektrické způsoby:

» ☺ změna termoelektrického napětí,

» změna odporu,

» změna napětí,

jiné způsoby:

» ☺ teplotní barvy,

» teplotní tělíska

☺ přestup tepla zářením:

» úhrnné záření,

» pásmové záření,

» spektrální záření,

» barvové záření,

» snímání teplotních obrazů:

s rozkladem obrazu (termovizní systémy),

bez rozkladu obrazu:

- obrazové měniče,

- infrafotografie.

3.2.1.Termočlánky

Pro měření teploty řezného nástroje jsou nejčastěji pouţívány termočlánky. Termočlánek je zaloţen na

principu elektrického obvodu tvořeného dvěma dráty z různých materiálů, které jsou na obou svých koncích

vodivě spojeny. Termoelektrický proud vnikne v tom případě, pokud se teplota m jednoho spoje se bude lišit

od teploty p druhého spoje. Rozpojením obvodu na straně srovnávacího spoje vznikne termoelektrické napětí

E, které lze měřit voltmetrem. Tomuto jevu (vzniku termoelektrického napětí) se říká termoelektrický

(Seebeckův) jev.

Termočlánky pro měření teploty řezného nástroje mají různou konstrukci:

termočlánek přirozený (obr.3.2),

termočlánek poloumělý (obr.3.3),

termočlánek umělý (obr.3.4).

22


Obr.3.2 Přirozený termočlánek

Obr.3.3 Poloumělý termočlánek Obr.3.4 Umělý termočlánek

Přirozeným termočlánkem se měří střední teplota všech stykových míst mezi nástrojem a

obrobkem. Protoţe tento termočlánek umoţňuje registrovat okamţité změny teploty řezání, pouţívá

se nejen při experimentální práci, ale slouţí i jako jeden z moţných snímačů obráběcího procesu u

obráběcích strojů s adaptivním řízením. Měřicí spoj přirozeného termočlánku je na stykových

plochách mezi nástrojem a obrobkem. Nástroj a obrobek jsou vzájemně elektricky izolovány.

Nevýhodou tohoto termočlánku je, ţe pro kaţdou kombinaci materiálu nástroje a materiálu obrobku

musí být stanovena cejchovní křivka. Přirozený termočlánek můţe být konstruován i jako termoduo,

kdy jsou pro jeho vytvoření vyuţity dva nástroje z různých materiálů (např. kombinace slinutého

karbidu a cermetu - obr.3.5).

23


Obr.3.5 Termoduo

Rozsahy teplot, které lze měřit jednotlivými typy umělých termočlánků jsou spolu s měřicími

rozsahy ostatních prostředků pro měření teploty uvedeny na obrázku č.3.6.

24


Obr.3.6 Měřicí rozsahy prostředků pro měření teploty

25


3.2.2. Měření teploty vyměnitelné břitové destičky soustružnického nože

Pro měření teploty vyměnitelné břitové destičky byl pouţit upravený soustruţnický nůţ CSRNR 2525 K12

(obr.3.7). Úprava spočívá ve vyuţití technologického otvoru (6) pro dutý nýt (7) v drţáku (5) vyměnitelných

břitových destiček pro umístění umělého termočlánku (10), který se dotýká destičky (1) uprostřed její dosedací

plochy. Termočlánek je umístěn v izolační trubičce (9) a přes nákruţek (12) je pruţinou (11) přitlačován

k destičce. Otvor (6), kterým prochází izolační trubička s termočlánkem je uzavřen deskou (14), která je spolu

s ochranným krytem (15) připevněna k tělesu drţáku šroubem (16). Tento šroub je zašroubován do závitu,

vytvořeného v drţáku pro upinací šroub (2) břitové destičky. Signál termočlánku je vyveden pomocí

izolovaných vodičů (13) k vyhodnocovacímu milivoltmetru nebo liniovému zapisovači.

1 - vyměnitelná břitová destička

2 - upinací šroub

3 - upínka

4 - příložný utvařeč třísky

5 - těleso držáku

6 - otvor pro dutý nýt

7 - dutý nýt

8 - podložka ze slinutého karbidu

9 - izolační trubička termočlánku

10 - termočlánek

11 - pružina

12 - nákružek

13 - izolované vodiče

14 - krycí deska

15 - ochranný kryt

- Obr.3.7 Zařízení pro měření teploty vyměnitelné

břitové destičky ze slinutého karbidu

Termočlánek je tvořen dvojicí Fe-Ko, ţelezo - konstantan (slitina mědi CuNi45Mn, ČSN 42

3065), pro převod naměřených hodnot v milivoltech na hodnoty teploty ve stupních Celsia se

pouţívá převodní tabulka číslo 3.1.

Pro zkoušky byly pouţity vyměnitelné břitové destičky z následujících druhů

nepovlakovaných i povlakovaných slinutých karbidů:

H1 (K10 podle ISO) ,

H10 - jemnozrnný slinutý karbid (K10 podle ISO),

H10CN - slinutý karbid H10 s povlakem TiCN,

S20 (P20 podle ISO),

S30 (P30 podle ISO),

S30CN - slinutý karbid S30 s povlakem TiCN,

U1 (M10 podle ISO).

26


Obráběný materiál: ocel 12 050.1 a vysocepevná ocel (mez pevnosti v tahu Rm=1480 MPa,

mez kluzu Rp0,2=1300 MPa, vrubová houţevnatost KCU3= 23 J cm-2

). Řezné podmínky: šířka

záběru ostří ap=1,5 mm, posuv na otáčku f=0,156 mm.

Tab.3.1 Převod milivoltů na stupně Celsia pro termočlánek Fe-Ko

ºC 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

mV

0 0,00 0,05 0,10 0,16 0,21 0,26 0,31 0,36 0,42 0,47 0,52

10 0,52 0,57 0,63 0,68 0,73 0,78 0,84 0,89 0,94 1,00 1,05

20 1,05 1,10 1,16 1,21 1,26 1,31 1,37 1,42 1,47 1,53 1,58

30 1,58 1,63 1,69 1,74 1,79 1,84 1,90 1,95 2,00 2,06 2,11

40 2,11 2,16 2,22 2,27 2,33 2,38 2,43 2,49 2,54 2,64 2,65

50 2,65 2,70 2,76 2,81 2,87 2,92 2,97 3,03 3,08 3,14 3,19

60 3,19 3,24 3,30 3,35 3,41 3,46 3,51 3,57 3,62 3,68 3,73

70 3,73 3,78 3,84 3,89 3,95 4,00 4,05 4,11 4,16 4,22 4,27

80 4,27 4,32 4,38 4,43 4,49 4,54 4,60 4,65 4,71 4,77 4,82

90 4,82 4,87 4,93 4,98 5,04 5,09 5,15 5,20 5,26 5,32 5,37

100 5,37 5,42 5,48 5,53 5,59 5,64 5,70 5,75 5,81 5,87 5,92

110 5,92 5,97 6,03 6,08 6,14 6,19 6,25 6,30 6,36 6,42 6,47

120 6,47 6,53 6,58 6,64 6,69 6,75 6,81 6,86 6,92 6,97 7,03

130 7,03 7,09 7,14 7,20 7,25 7,31 7,37 7,42 7,48 7,53 7,59

140 7,59 7,65 7,70 7,76 7,81 7,87 7,93 7,98 8,04 8,09 8,15

150 8,15 8,21 8,26 8,32 8,37 8,43 8,49 8,54 8,60 8,65 8,71

160 8,71 8,77 8,82 8,88 8,93 8,99 9,05 9,10 9,16 9,21 9,27

170 9,27 9,33 9,38 9,44 9,49 9,55 9,61 9,66 9,72 9,77 9,83

180 9,83 9,89 9,94 10,00 10,05 10,11 10,17 10,22 10,28 10,33 10,39

190 10,39 10,45 10,50 10,56 10,61 10,67 10,73 10,78 10,84 10,89 10,95

200 10,95 11,01 11,06 11,12 11,17 11,23 11,29 11,34 11,40 11,45 11,51

210 11,51 11,57 11,62 11,68 11,73 11,79 11,85 11,90 11,96 12,01 12,07

220 12,07 12,13 12,18 12,24 12,29 12,35 12,41 12,46 12,52 12,57 12,63

230 12,63 12,69 12,74 12,80 12,85 12,91 12,97 13,02 13,08 13,13 13,19

240 13,19 13,25 13,30 13,36 13,41 13,47 13,53 13,58 13,64 13,69 13,75

250 13,75 13,81 13,86 13,92 13,97 14,03 14,09 14,14 14,20 14,26 14,31

260 14,31 14,37 14,42 14,48 14,54 14,59 14,65 14,71 14,76 14,82 14,88

270 14,88 14,94 14,99 15,05 15,10 15,16 15,22 15,27 15,33 15,38 15,44

280 15,44 15,50 15,55 15,61 15,66 15,72 15,78 15,83 15,89 15,94 16,00

290 16,00 16,06 16,11 16,17 16,22 16,28 16,34 16,39 16,45 16,50 16,56

300 16,56 16,62 16,67 16,73 16,78 16,84 16,90 16,95 17,01 17,06 17,12

310 17,12 17,18 17,23 17,28 17,34 17,40 17,46 17,51 17,57 17,62 17,68

320 17,68 17,74 17,79 17,85 17,90 17,96 18,02 18,07 18,13 18,19 18,24

330 18,24 18,30 18,36 18,41 18,46 18,52 18,58 18,63 18,69 18,74 18,80

340 18,80 18,86 18,91 18,97 19,02 19,08 19,14 19,19 19,25 19,30 19,36

350 19,36 19,42 19,47 19,53 19,58 19,64 19,70 19,75 19,81 19,86 19,92

360 19,92 19,98 20,03 20,09 20,14 20,20 20,26 20,31 20,37 20,42 20,48

370 20,48 20,54 20,59 20,65 20,70 20,76 20,82 20,87 20,93 20,98 21,04

380 21,04 21,10 21,15 21,21 21,26 21,32 21,38 21,43 21,49 21,54 21,60

390 21,60 21,65 21,71 21,77 21,82 21,88 21,94 21,99 22,05 22,10 22,16

400 22,16 22,22 22,27 22,33 22,38 22,44 22,50 22,55 22,61 22,66 22,72

27


Záznamy časového průběhu teplot při obrábění oceli 12 050.1 řeznými rychlostmi vc= 20 m

min-1

a vc= 60 m min-1

jsou uvedeny na obrázku č.3.8, záznamy časového průběhu teplot při

obrábění vysocepevné oceli stejnými řeznými rychlostmi na obrázku č.3.9. Plná čára znamená u

kaţdého grafu naměřenou část, čárkovanou čárou je časový průběh doplněn na základě výpočtu aţ

do doby t=20 minut.

Všechny získané záznamy mají parabolický průběh, s výrazným nárůstem teploty v počáteční

fázi obrábění. Zhruba po 10 minutách se měřené teploty ustálily a dále narůstaly jen minimálně,

z čehoţ lze usuzovat na vyrovnání tepelné bilance mezi zdrojem a odvodem tepla. Zvýšení řezné

rychlosti se projeví nárůstem teplot, vícekarbidové (U1, S20, S30) a povlakované slinuté karbidy

vykazují niţší teploty ve srovnání s jednokarbidovým SK (K10) a jsou téţ méně citlivé na nárůst

řezné rychlosti. Vyšší teploty byly u srovnatelných slinutých karbidů a srovnatelné řezné rychlosti

naměřeny při obrábění vysocepevné oceli. Povlaky působí příznivě na sníţení teploty břitových

destiček,

Obr.3.8 Průběhy teplot při obrábění oceli 12 050.1

28


Obr.3.9 Průběhy teplot při obrábění vysocepevné oceli

3.2.3. Pyrometry

Klasifikace pyrometrů:

radiační (měří úhrnné záření, tj. celkovou energii vyzařovanou v určitém směru, v celém spektru vlnových

délek),

fotoelektrické (měří pásmové záření, tj. záření v úzkém pásmu vlnových délek, vymezeném pouţitou

optikou, filtry a spektrální citlivostí snímačů),

spektrální (jasové - vyuţívají úzkou oblast viditelného pásma záření),

barvové (nazývané téţ distribuční - vyuţívají oblast viditelného záření a teplotu měří prostřednictvím tzv.

barevné teploty). Barevná teplota zářiče je teplota černého zářiče, při níţ má jeho záření v určitém oboru

spektra stejné poměrné spektrální rozloţení, jako daný zářič.

29


Pro měření teploty řezného nástroje jsou pyrometry vyuţitelné pouze v omezené míře,

protoţe se musí přesně zaměřit a při pohybu nástroje se s ním navíc musí synchronně pohybovat.

Snímaná oblast na nástroji je příliš veliká a proto jsou naměřené hodnoty teploty nástroje ovlivněny

dalšími faktory, jako je teploty třísky či obrobku.

Obr.3.10 Pyrometry Raynger firmy AMR

30



4. ANALÝZA ŘEZNÝCH VLASTNOSTÍ VRTÁKŦ Z RYCHLOŘEZNÉ

OCELI S PVD POVLAKY

Zadání: Proveďte analýzu zatížení šroubovitých vrtáků povlakovaných PVD povlaky nové generace, určených pro

vrtání uhlíkatých ocelí tř. 12 s chladicí emulzí CIMSTAR 560 - 5% a za sucha, při různých hodnotách

posuvové rychlosti. Jako srovnávací kriterium použijte bodové odhady středních hodnot axiálních sil a

krouticích momentů, potřebných pro neprůchozí vrtání děr hloubky 3.D (D - průměr vrtáku).

Je dáno:

a) šroubovité vrtáky 6 mm, DIN 338-N, výrobce ZPS-FN, Zlín, a.s., pobočný závod Kyjov

b) dtto, s PVD povlaky TiN, TiCN, TiAlN a MOVIC® firmy LISS Platit, a.s., Rožnov pod Radhoštěm

c) polosyntetická chladicí emulze CIMSTAR 560-5% objemové koncentrace pro středně namáhavé

operace obrábění

d) měřicí aparatura KISTLER se čtyřsložkovým snímačem KISTLER 9272, plně řízená PC

e) uhlíkatá ocel 12 050.1 ve stavu obrobeném na čisto (bez kůry)

f) stolní vrtačka VS 20, běžné upínací nářadí

g) doporučené řezné podmínky: vc = 34 m/min (tzn. cca 1600 ot/min), posuvy f = 0,08, 0,12, 0,20 a 0,32

mm/ot.

Obsah elaborátu:

schématické znázornění experimentu

vlastní měření obou sledovaných veličin

import dat do programu Statgraphics, vykreslení jednoho celého časového průběhu měření pro obě

sledované veličiny

statistické zpracování naměřených souborů, určení bodových odhadů středních hodnot daných veličiny

tabulka dosažených výsledků

sloupcové a regresní diagramy naměřených veličin pro dílčí měření a dané podmínky

závěrečné vyhodnocení a doporučení.

Popis souborů:

Posuv VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ

[mm/o

t]

HSS TiN TiCN TiAlN Movic®

HSS TiN TiCN TiAlN Movic®

0,08 hs1 ns1 cs1 as1 ms1 he1 ne1 ce1 ae1 me1




Soubory s extenzí .re1 jsou axiální síly; soubory s extenzí .re2 jsou krouticí momenty.

http://kst:[email protected]

DISK: H účastník: METODY heslo: EXP

31


1. Úvod do problematiky

Technologické zkoušky řezivosti povlaků, prováděné na FSI VUT v Brně, Ústavu strojírenské

technologie, odboru obrábění, vyhodnocují převážně tyto veličiny:

měření charakteristických forem opotřebení (ISO 3685) - VB, VN, VC, KT, atd.

měření zatížení nástroje - axiální síly a krouticího momentu.

Analýzy měření průběhů opotřebení jsou dnes již víceméně rutinní záležitostí, nicméně mají svá úskalí,

spočívající především v těchto skutečnostech:

u vícebřitých nástrojů nemusí reálné opotřebení probíhat na všech břitech stejnoměrně;

vlastní rozvoj opotřebení má různou intenzitu na čelních a hřbetních plochách hlavních, vedlejších,

resp. příčných ostří, což komplikuje měření;

při použití běžných dílenských světelných mikroskopů lze obtížně odlišovat skutečné míry ploch

opotřebených od ploch reflektujících světlo v důsledky jejich záběhu a zanešení částicemi obráběného

materiálu;

měření komplikuje nárůstek a ulpělé částice třísek - odstranění nárůstku za účelem měření může vést k

nechtěné delaminaci povlaku i poškození ostří;

obrábění je nutno zastavovat za účelem měření, což prodlužuje dobu experimentů.

S uvážením variantnosti geneze povlaků, potřeby opakování zkoušek a zachování konzistence dat

dnes získávají na důležitosti metody, které výše uvedené nedostatky pokud možno eliminují. Jednou z

možností je měření zatížení nástrojů a analýza procesu obrábění pomocí matematicko-fyzikálních modelů,

poskytujících celou řadu užitečných parametrů:

celkové silové a momentové namáhání nástroje - Ff [N] a Mc [Nm],

podíl zatížení přenášený jádrem vrtáku - Fj [N] a Mj [Nm],

příkon na vrtání tvořený krouticím momentem PMc a posuvovou složkou PFf, [W]

mikroanalýzu sil v kořenu třísky ve směru odvodu třísky (v ortogonální rovině) - tzn. sílu působící na

jeden břit F1 , její horizontální a vertikální složku Fh1 , Fv1 [N],

výpočet měrné řezné síly kc a predikci mezní pevnosti obráběného materiálu Rm [MPa],

výpočet měrné energie obrábění ec [J/mm3],

součinitel tření na čele nástroje [-] v místě odvodu třísky.

Podstatným rysem této metody je zahrnutí reálné geometrie testovaných nástrojů, což umožňuje

srovnávat i odlišné konstrukce nástrojů - zvláště v měrných ukazatelích. Získaná data nabízejí řadu

možností a srovnání, jak absolutních, tak relativních, neboť změníme-li kterýkoliv vstupní parametr, lze

pozorovat tento vliv na celou řadu výstupních veličin. Z hlediska metodiky a principu zkoušky je tato

zkouška nezastupitelná, neboť se jedná o reálné testování nástroje způsobem, jakým bude zatížen v praxi,

se zahrnutím mechanismů, které nelze jiným způsobem nasimulovat a tudíž odpadají veškeré pochybnosti

o korelaci zkoušky nebo její relevantnosti, jak je tomu u jiných zkoušek (např. „scratch“ testu – tzn. zkoušky

vrypem).

Z pohledu časové náročnosti se dělí technologické zkoušky povlaků na:

krátkodobé - zkoušky jsou prováděné převážně s nástroji ostrými,

dlouhodobé - zkoušky se provádí v celém rozsahu trvanlivosti nástroje a průběhu rozvoje opotřebení

až do destrukce nástroje nebo dosažení stanovené míry opotřebení nástroje, případně nastoupení

určitého jevu, zamezujícího dalšímu obrábění.

32


Obvyklým cílem krátkodobých zkoušek je převážně hledání závislostí, které nejsou výrazně

ovlivněny rozvojem opotřebení a tudíž je lze do jisté míry zanedbat. Velikost tohoto zanedbání (přípustné

chyby měření) lze snadno posoudit pomocí stability měřeného signálu - pokud má měřená veličina

stoupající nebo klesající trend, je to známkou nestability děje a pak je nutno analyzovat jeho příčiny, které

nelze pominout. Pokud má zatížení ustálený charakter, pak je rozvoj opotřebení víceméně stagnující a

měření lze považovat z hlediska další kvantifikace za vyhovující. Při vlastní metodice zkoušky se

zachovává gradace řezných podmínek od nejméně náročných řezů k nejvíce náročným úběrům. Tímto

způsobem lze určit například závislosti zatížení nástroje na řezných podmínkách, potřebné pro

dimenzování pohonů strojů.

Cílem dlouhodobých zkoušek je popsání vybraných ukazatelů v závislosti na čase obrábění, resp. na

počtu odvrtaných děr nebo celkové dosažené hloubce vrtání. Jednou ze základních podmínek úspěšnosti

je nastavení počátečních řezných podmínek takových, aby nedošlo k překrytí sledovaného děje jiným

dějem - např. měření průběhu rozvoje opotřebení s jevem zahlcování vrtáku odváděnými třískami nebo

vrtání díry slepé a průchozí, což vede k odlišnému zatížení nástroje, zvláště u konvenčních strojů. Obecně

známé empirické pravidlo pro hloubku vrtané díry u šroubovitých vrtáků rovnající se trojnásobku průměru

vrtáku je plně vyhovující, i když je nový nástroj schopen zpočátku vrtat i větší hloubky bez výplachu.

Nezastupitelnou výhodou dlouhodobých zkoušek je jejich přímá návaznost na ekonomické analýzy, neboť

je zjištěna celková trvanlivost nástroje v závislosti na řezných podmínkách. Tato pomáhá vytvořit komplexní

obraz o úspěšnosti nástrojů, povlaků, jejich rentabilitě a dalších parametrech sledované technologie.

2. Vlastní testování povlaků HSS vrtáků pomocí řezných zkoušek

2.1. Popis nástrojů

K testování byly použity šroubovité vrtáky z produkce ZPS - FN, a.s., ZLÍN, o 6,00 mm, DIN 338 R-N,

nepovlakované a povlakované PVD vrstvami TiN, TiCN, TiAlN (multivrstvy) a TiN/Movic®. Poslední povlak

byl na rozdíl od předchozích povlaků povlakem měkkým na bázi MoS2, který obecně ovlivňuje třecí

podmínky na kontaktních plochách a tato vrstva byla aplikována na podkladové tvrdé vrstvě TiN. Všechny

povlaky byly provedeny společností LISS, a.s., Rožnov pod Radhoštěm, PVD technologií Platit. Vrtáky byly

upínány do tříčelisťového sklíčidla ČSN 24 1320 s minimálním vysazením. Takto upnuté vrtáky byly dále

upínány do dutiny vřetene MORSE 3 stolní vrtačky VS 20, s výkonem 1,5 kW.

2.2. Obrobky

Obrobky měly ve stavu obrobeném bez kůry tvar plochých tyčí o přířezech 45x100-300 mm, které byly

řezány z kusů o délce 600 mm. Jeden přířez byl upnut na měřicí dynamometr, druhý na křížový stůl. U

dlouhodobých testů probíhalo vrtání střídavě - po obrobení zvolené dávky děr v obrobku na křížovém

stolu, orientovaných příčně k podélné ose obrobku, byla provedena kontrolní díra v kusu upevněném na

dynamometru. Pro krátkodobé testy byl použita ušlechtilá ocel uhlíkatá 12 050.1.

2.3. Řezné podmínky

Pro krátkodobé zkoušky (na oceli 12 050.1) byla zvolena řezná rychlost vc=34 [m/min] a série

posuvových rychlostí v rozsahu 144-576 [mm/min]. Rozvoj opotřebení byl vzhledem k nízkému počtu

zkoušek zanedbán.

2.4. Chlazení

Zkoušky byly provedeny vrtáním za sucha i s chladicí polosyntetickou emulzí CIMSTAR 560 - 5%

(CIMCOOL Industrial Products, Holandsko). Kvalita vody v obou testech: pH: 7,1; NO3 : 50; NO2 : 0-2;

tvrdost podle DIN:15-19. Skutečná koncentrace emulze byla kontrolována měřením pomocí ručního

refraktometru.

33


2.5. Schématické znázornění experimentu, měřicí technika

K měření byl použit čtyřsložkový piezoelektrický dynamometr KISTLER 9272, plně řízený počítačem –

obr. 1, dílenský mikroskop Carl-Zeiss Jena se zvětšením 5-100 x a upravená optická lupa s noniem se

stupnicí po 0,01 mm.

Obr. 1 Schématické znázornění snímání měřených veličin.

Obr. 2 Časový průběh axiální (posuvové) síly pro vrták bez povlaku a s povlakem TiN/Movic.

3. Dosaţené výsledky

Typické průběhy obou měřených veličin jsou znázorněny na obr. 2 a 3, ze kterých je patrný jak účinek

povlakování, tak chlazení na tyto sledované parametry. Z těchto průběhů je vidět zejména výrazné snížení

axiální síly potřebné pro vrták povlakovaný TiN+Movic®, které dosáhlo prakticky poloviční hodnoty síly ve

srovnání se zatížením vrtáku bez povlaku. Zatížení nepovlakovaného vrtáku při obrábění za sucha rostlo s

hloubkou vrtané díry a ke konci vrtání se zhoršením odvodu třísek blížilo stavu adhezního zadření, což bylo

patrné zejména nárůstem krouticího momentu při dovrtávání díry. Chladicí emulze dokázala tomuto

koncovému zadírání účinně zabránit, ale nedokázala redukovat nárůst zatížení v takovém rozsahu jako

povlakovaný nástroj. Tyto dva průběhy při daných testech vytvářely vždy extrémní hodnoty a ostatní

průběhy pro povlaky TiN, TiCN a TiAlN ležely sevřeny mezi těmito křivkami.

34


Obr. 3 Časový průběh krouticího momentu pro vrták bez povlaku a s povlakem TiN/Movic.

Po provedení všech testů byly z daných průběhů zatížení odseparovány časové fáze relativně

stabilizovaného vrtání, charakterizovatelné parametry normálního rozdělení, přičemž střední hodnoty

těchto veličin jsou uvedeny v tab. 1 a 2 (u rychlořezné oceli a stavu vrtání za sucha byl vždy patrný časový

nárůst těchto veličin, zvláště u vyšších posuvů).

Tab. 1 Střední hodnoty axiálních sil v [N] pro vrtání oceli 12 050.1 pro různé PVD povlaky

a různé hodnoty posuvů (řezná rychlost vc=34 m/min.

posuv VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ CIMSTAR 560 - 5%

[mm/ot] HSS TiN TiCN TiAlN TiN/

Movic®

HSS TiN TiCN TiAlN TiN/

Movic®

0,08 579 563

0,12 742 724

0,20 1068 1048

0,32 1556 1533

Tab. 2 Střední hodnoty krouticích momentů v [Nm] pro vrtání oceli 12 050.1 pro různé PVD

povlaky a různé hodnoty posuvů.

posuv VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ CIMSTAR 560 - 5%

[mm/ot

]


Movic®


Movic®

0,08 1,26 1,16

0,12 1,71 1,59

0,20 2,62 2,44

0,32 3,97 3,72

35


Tab. 3 Hodnoty konstant pro regresní výpočetní vztahy pro výpočet axiálních sil a

krouticích momentů pro vrtání oceli 12 050.1 pro různé PVD povlaky a stavy

chlazení - šroubovitý vrták 6 mm, vc= 34 m/min.

VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ CIMSTAR 560 - 5%

hodnoty

konstant


Movic®


Movic®

k1

q1

4068

254

4045

239

k2

q2

11,28

0,36

10,66

0,33

Tab. 4 Účinek chlazení emulzí CIMSTAR 560 - 5% na relativní pokles středních hodnot

axiálních sil a krouticích momentů potřebných k vrtání oceli 12 050.1 - pro různé PVD povlaky

a posuvy - ve srovnání s vrtáním za sucha.

posuv REDUKCE PŘÍTLAČNÉ SÍLY NA VRTÁK [%] REDUKCE NAMÁHÁNÍ VRTÁKU NA KRUT [%]

[mm/ot] HSS TiN TiCN TiAlN TiN/

Movic®


Movic®

0,08 -2,42 -8,13

0,12 -1,91 -6,74

0,20 -1,33 -6,29

0,32 -0,98 -5,56

Tab. 5 Účinek různých druhů PVD povlaků na relativní pokles středních hodnot

axiálních sil potřebných pro vrtání oceli 12 050.1 HSS vrtákem pro různé

posuvy a podmínky chlazení.

REDUKCE PŘÍTLAČNÉ SÍLY NA VRTÁK [%]

posuv VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ CIMSTAR 560 -

5%

[mm/ot] TiN TiCN TiAlN TiN/Movic® TiN TiCN TiAlN TiN/Movic®

0,08 -12,27 -14,83

0,12 -23,98 -23,06

0,20 -33,58 -30,13

0,32 -39,12 -34,49

Tab. 6 Účinek různých druhů PVD povlaků na relativní pokles středních hodnot

krouticích momentů potřebných pro vrtání oceli 12 050.1 HSS vrtákem pro různé

posuvy a podmínky vrtání.

REDUKCE NAMÁHÁNÍ VRTÁKU NA KRUT [%]

posuv VRTÁNÍ ZA SUCHA VRTÁNÍ S EMULZÍ CIMSTAR 560 -

5%

[mm/ot] TiN TiCN TiAlN TiN/Movic® TiN TiCN TiAlN TiN/Movic®

0,08 -5,48 -2,05

0,12 -5,87 -12,80

0,20 -17,20 -16,06

0,32 -24,26 -17,09

36


Z těchto středních hodnot byly sestaveny regresní závislosti sledovaných veličin v závislosti na druhu

povlaku, velikosti posuvů a chlazení v obecných tvarech

Ff = k1.f + q1 (1)

a

Mc = k2.f + q2, (2)

přičemž dílčí regresní koeficienty jsou uvedeny v tab. 3. Grafické znázornění těchto závislostí je

znázorněno na obr. 4 až 7.

Kvantitativní rozbor účinku povlaků a chlazení je proveden v tab. 4-6, ze kterého vyplynuly tyto dílčí závěry:

vrtání za sucha bylo vždy provázeno zhoršeným odvodem třísky, nárůstem axiální síly i krouticího

momentu v závislosti na hloubce vrtané díry ;

chladicí emulze byla schopna zabránit intenzivnímu ulpívání třísky na čele, zvláště při dovrtávání díry;

nejvyšší přínos chladicí emulze vůči obrábění za sucha byl naměřen pro vrtání s nepovlakovaným

vrtákem;

byly pozorovány lineární regresní závislosti zatížení vrtáku v závislosti na velikosti posuvu;

všechny testované povlaky prokázaly příznivý vliv na vrtání a vyšší účinek na snížení zátěže

šroubovitého vrtáku než chladicí emulze;

u povlaku TiN/Movic® způsobilo chlazení směrem k nižším posuvům (v rozsahu posuvů 0,20-0,08)

zvýšení zatížení vrtáku (patrně v důsledku nižší teploty na troucích se površích);

absolutně nejvyššího přínosu bylo dosaženo u kombinace povlaků TiN/Movic®, který se v tomto testu

jevil jako ideální kombinace pro tyto podmínky vrtání;

odolnost a fyzikální účinky měkkého povlaku Movic® postupně klesaly s počtem odvrtaných děr a

přibližně po 50 odvrtaných děrách převzal ochranné účinky podkladový povlak TiN, i když na mnoha

površích byly i nadále reziduální plochy pokryty MoS2, zklidňující průběh vrtání a odvod třísky.

4. Závěr Vyrobit dokonalý tvrdý povlak na rychlořezné oceli je pravděpodobně náročnější než u slinutých

karbidů, neboť jsou více citlivé na použité výrobní technologie a další způsoby předúprav a poúprav

funkčních povrchů břitů. Použití povlakovaných nástrojů v celkovém rozboru vyhodnocení nepředstavuje

zvyšování nákladů, ale naopak v konečném výsledku jejich významnou úsporu. I přes moderní trend

eliminace chladicích kapalin a podpoře obrábění za sucha tyto zkoušky, jakož i další zkušenosti u

obdobných testů povlakovaných HSS ocelí prokázaly jejich plnou funkčnost a užitečnost.

(další závěry doplní posluchači dle dílčího zadání a upřesnění vyučujícího)

37


Obr. 4 Časový průběh axiální síly pro různé PVD povlaky vrtáků a různé posuvy – za sucha.

Obr. 5 Časový průběh krouticího momentu pro různé PVD povlaky vrtáků a různé posuvy –

za sucha.

38


Obr. 6 Časový průběh axiální síly pro různé PVD povlaky vrtáků a různé posuvy

- s chlazením.

Obr. 7 Časový průběh krouticího momentu pro různé PVD povlaky vrtáků a různé posuvy

– s chlazením.

39


Doc.Ing.Miroslav Píška,

CSc.

5. ANALÝZA ŘEZNÝCH VLASTNOSTÍ HRUBOVACÍCH FRÉZ

Zadání: Pro čelní frézování ocelí se v současné době pouţívají frézy čtyřzubé válcové hrubovací se 2 břity ke středu -

DIN 844, typ NR (ISO 1641), 14 mm, které se vyznačují tvarovým profilem ostří. Tyto nástroje se vyrábí

v provedení celokarbidovém (ISO K 20-40) nebo z rychlořezných ocelí (HSS Co8), vybrušované z plna.

Pro zvolený obráběný materiál (uhlíkatá ocel 12 050.1) a dané řezné podmínky obrábění určete rozdíly

v celkovém silovém namáhání fréz při nesousledném frézování pro břit s ostřím spojitým a ostřím hrubovacím.

Jako srovnávací frézu zvolte frézu pro dráţky per DIN 327 (ISO 1641, ČSN 22 2192.1),16 mm, která

podobnou geometrii čela (s = 30o) a je ze stejného materiálu. Výrobcem obou druhů nástrojů je ZPS-FN, a.s.,

Zlín. Při řešení uvaţujte takové pootočení frézy, při kterém dosahuje fréza největší průřez třísky Ad (největší

silové namáhání). Dále vyhodnoťte účinek PVD povlaků, aplikovaných na těchto frézách - TiN, TiN+,TiCN a

TiAlN.

Měřené veličiny: síly Fx, Fy [N]

Hodnocená veličina: Celková síla působící na břit F [N].

Řezné podmínky:

vc = 30 m/min, fz = 0,05 mm, ap = 16,9 mm, ae = 2,0 mm, chlazení: CIMSTAR 650 - 5%.

Tabulka 1 Popis naměřených souborů.

Druh

frézy

Měřené

soubory

Fx [N]

±

Fy [N]

±

F [N]

± Poznámka

DIN 844

(drážkovací)

d0n.re1

d0n.re2

DIN 844

(dráţkovací)

d1n.re1

d1n.re2

DIN 844

(dráţkovací)

d2n.re1

d2n.re2

DIN 844

(dráţkovací,

povlak TiCN)

dticn.re1

dticn.re2

DIN 327

(hrubovací)

h1n.re1

h1n.re2

+43,2

±0,9

-392,0

±3,5

-395,0

±10,1

Kontrolní

hodnoty

DIN 327

(hrubovací)

h3n.re1

h3n.re2

DIN 327

(hrubovací)

h4n.re1

h4n.re2

DIN 327

(hrubovací,

povlak TiN)

tin1.re1

tin1.re2

DIN 327

(hrubovací,

povlak TiN+)

tin2.re1

tin2.re2

DIN 327

(hrubovací,

povlak TiAlN)

tialn.re1

tialn.re2

, bodové odhady střední hodnoty a směrodatné odchylky působících sil

*.re1 ... Fx [N] (dle orientace dynamometru KISTLER)

*.re2 ... Fy [N] (dle orientace dynamometru KISTLER)

40


Část řešení: Řešení je ukázáno na příkladu souborů h1n.re2. Obr. 1 znázorňuje celkový měřený záznam měřené sloţky síly,

ze kterého jsou filtrována data odpovídající maximálním průřezům třísek – obr. 2. Tato data jsou popsána

pomocí bodových odhadů střední hodnoty normálního rozdělení a směrodatné odchylky – obr. 3,4. Podobným

způsobem lze vyhodnotit soubor h1n.re1. Celkové hodnoty řezných sil jsou určeny jejich vektorovým součtem

s velikostmi graficky znázorněnými na obr. 5, uvedeným pro kontrolu výsledků.

Obr. 1 Celkový záznam měřené veličiny – sloţka síly působící v ose y.

Obr. 2 Filtrovaná data silové sloţky, odpovídající maximálním průřezům třísky.

41


Obr. 3 Histogram dat filtrované silové sloţky, odpovídající maximálním průřezům třísky.

Obr. 4 Statistické zpracování dat filtrované silové sloţky, odpovídající maximálním

průřezům třísky.

42


Obr. 5 Celkové vyhodnocení všech testovaných nástrojů podle silového namáhání.

Závěr Sníţení řezných sil napomáhá jak povlakování tvrdými povlaky na bázi TiN, TiCN a TiAlN, tak i

tvarování a dělení břitu. Nejniţší namáhání břitu frézy bylo pozorováno (za konstantního průřezu třísky a

stejných řezných podmínek) u nástroje s hrubovacím ostřím, povlakovaným TiN, které představovalo sníţení

řezných sil přibliţně o 35 % vůči frézám nepovlakovaným se spojitým ostřím.

43


Doc.Ing.Miroslav Píška, CSc.

5a. URČENÍ KROUTICÍHO MOMENTU PŘI ŘEZÁNÍ ZÁVITŦ

MATICOVÝM ZÁVITNÍKEM

Zadání: Určete teoretický a skutečný průběh krouticího momentu při řezání závitu M6 Sh6 maticovým závitníkem M6

ISO 3 (výrobce Narex Ţdánice, a.s.) – viz obr. 1 - při pouţití různých řezných past. Pro dané podmínky

obrábění určete velikost měrné řezné síly a její poměr k pevnosti materiálu.

Materiál o;brobku: ocel ČSN 411500.0, polotovar: tyč plochá 12x22 mm, ČSN 42 5522-63 (válcovaná za

tepla), obrobená bez kůry na průřez 9x20 mm, Rm= 409-608 MPa.

Průměr předvrtané díry: 5 mm (dle ČSN 01 4012).

Délka řezného kuţele závitníku měřená paralelně s osou nástroje: lk=5 mm.

Vrcholový úhel metrického závitu: 60°, stoupání s=1,00 mm.

Obráběcí stroj: vrtačka stolní VS 20.

Řezné podmínky: otáčky 280 min-1, posuv 1,00 mm.ot

-1.

Řezné pasty: CIMTAP® a CIMTAP CLF , výrobce Cimcool Europe, B.V., Holandsko, koncentrace 100%.

Způsob mazání: máčení závitníku před řezáním závitu.

Měřicí aparatura: piezolektrický dynamometr Kistler 9272, řízený PC.

K řešení pouţijte SW Statgraphics (v.5 a vyšší) nebo podobný statistický program.

Obr. 1 Časový průběh řezání závitu maticovým závitníkem.

Řešení:

Z geometrického rozboru úlohy podle obr. 2 je obecný průběh řezného momentu závislý na měrné řezné síle

a velikosti plochy třísky ve tvaru lichoběţníku o obsahu:

44


Obr. 2 Schéma průběhu průřezu třísky při řezání maticovým závitníkem.

AD = y.( AB + CD) / 2,

přičemţ

y = lz . tg r

AB = s

a z podobnosti trojúhelníků vyplývá

CD = AB . (v - y) / v = ( s.v - s.y) / v,

přičemţ

v = s / (2.tg 30°)

a

tg r = v / lk.

Dosazením a úpravou je pak teoretický průběh plochy třísky dán vztahem

AD = lz . tg r . (s + (s . v - s . y) / v ) / 2 =

= lz . tg r . (2 . s . v - s . lz . tg r ) / 2 .v =

= (lz . tgr .2 . s . v - s . lz2 . tg

2r) / 2 .v =

= ((s.v)/2) . (2 . lz . tg r / v - lz2 . tg

2 r / v

2) =

= ADmax . (2 . lz . tg r / v - lz2 . tg

2 r / v

2),

kde

ADmax = s . v / 2

Při konstantní hodnotě měrné řezné síly závisí časový průběh řezného momentu na průřezu třísky, který lze

rozdělit do třech intervalů podle hloubky zařezání řezného kuţele závitníku:

1) l 0,lk)

AD1 = ADmax . (2 . lz . tg r / v - lz2 . tg

2 r / v

2)

45


2) l lk,L ; L znamená hloubku závitníku, od které dojde k vyjíţdění závitníku z řezu

AD2 = ADmax = s.v / 2

3) l (L, L+lk

AD3 = ADmax . [1- (2 . lz . tg r / v - lz2 . tg

2 r / v

2)]

Výpočet dílčích hodnot průřezu třísky je uveden v tab. 1 a graficky znázorněn na obr. 3. Z hlediska výroby

závitů je důleţitý časový interval 2, ve kterém je v podstatě řezný kuţel maticového závitníku plně zařezán do

materiálu a nástroje zatíţen v podstatě plným výkonem – obr. 4. U nástroje ostrého je tato hodnota po dobu

řezání téměř konstantní a mění se převáţně v důsledku opotřebení závitníku v důsledku třecích (pasivních) sil.

Tento interval hodnot je nutno odseparovat od náběhové a výběhové fáze řezání, coţ lze provést procedurou

Data Management v programu Statgraphics. Další testování je zaměřeno na určení druh rozdělení, kterému

hodnoty v tomto rozdělení podléhají. V obou případech (u řezné pasty CIMTAP ® i CIMTAP CLF se jedná o

normální rozdělení, kterého hustota rozdělení je funkcí střední hodnoty a rozptylu – obr. 5,6. Krabicové

diagramy graficky znázorňující horní a dolní kvartily, polohy mediánů, minimálních a maximálních hodnot jsou

na obr. 7.

Po provedení těchto testů je moţno testovat hypotézu o rozdílu středních hodnot rozdělení řezných

momentů pro jednotlivé sledované produkty, případně i hypotézu o shodě teoretických rozptylů – obr. 8.

Tento statistický test v našem případě zamítl se spolehlivostí 95% hypotézu H0. coţ vede k závěru, ţe mezi

testovanými produkty byl shledán statisticky významný rozdíl v dosaţených středních hodnotách krouticích

momentů, svědčící ve prospěch hypotézy H1, předpokládající tento rozdíl.

Závěr:

Zamítnutí hypotézy H0 vede k závěru, ţe mezi testovanými řeznými pastami byl shledán statisticky

významný rozdíl v jejich řezivostních účincích, vyjádřených pomocí střední hodnoty řezného momentu,

potřebného k tvorbě třísek při inserci maticového závitníku. Tento rozdíl můţe mít přímý vliv na celkovou

trvanlivost nástroje, neboť způsobuje vyšší namáhání nástroje a rychlejší rozvoj opotřebení. Pro přesnou

kvantifikaci tohoto účinku je však nutno provést další zkoušky - tzv. dlouhodobé zkoušky řezivosti nástrojů.

46


Tab. 1 Průřezy třísek v jednotlivých časových fázích řezání závitu (v mm2).

Časový interval 1 Časový interval 2 Časový interval 3

0 .866 .866

8.443499E-02 .866 .781565

.16454 .866 .70146

.240315 .866 .625685

.31176 .866 .55424

.378875 .866 .487125

.44166 .866 .42434

.500115 .866 .365885

.55424 .866 .31176

.604035 .866 .261965

.6495 .866 .2165

.690635 .866 .175365

.72744 .866 .13856

.759915 .866 .106085

.78806 .866 7.794002E-02

.811875 .866 5.412501E-02

.83136 .866 3.464001E-02

.846515 1.948501E-02

.85734 8.660006E-03

.863835 2.165003E-03

.866 0

Obr. 3 Teoretický průběh plochy řezu v závislosti na hloubce závitníku.

47


Obr. 4 Reálný průběh krouticího momentu v závislosti na hloubce řezaného závitu

maticovým závitníkem.

Obr. 5 Histogram hodnot krouticího momentu z ustálené doby řezání pro řeznou pastu

CIMTAP CLF

48


Obr. 6 Histogramy hodnot krouticích momentů z ustálené doby řezání pro řezné pasty

CIMTAP® a CIMTAP CLF.

Obr. 7 Krabicové diagramy krouticích momentů z ustálené doby řezání pro řezné pasty

CIMTAP® a CIMTAP CLF.

49


Obr.8 Výsledky dvouvýběrové analýzy středních hodnot řezných momentů pro oba

sledované produkty CIMTAP® a CIMTAP CLF, potvrzující statisticky významný rozdíl.

50



6. TECHNOLOGICKÉ ZKOUŠKY OBJEMOVÉ TVAŘITELNOSTI

Cílem těchto zkoušek je zjišťování důleţitých charakteristik materiálu z hlediska jeho chování ve tvářecím

procesu. Jsou to například charakteristiky: Přirozený přetvárný odpor, technologický přetvárný odpor,

pěchovatelnost, kovatelnost a další.

Nejčastěji pouţívané zkoušky objemové tvařitelnosti materiálů jsou:

- Tlaková (pěchovací) zkouška s válcovými vzorky s rovnými čely,

- Tlaková zkouška na vzorcích s upravenou geometrií kontaktních ploch vzorek- nástroj,

- Krutová zkouška ,

- Tahová zkouška,

- Zkouška pěchovatelnosti a tvařitelnosti materiálu přijatá organizací CIRP-F a její modifikace z hlediska

geometrie podélných vrubů na volném povrchu válcových vzorků a třecích podmínek v procesu

pěchování.

První čtyři zkoušky jsou pouţívány za různých teplot ohřevu od pokojové teploty přes teplotu poloohřevu

materiálu aţ po tváření za tepla- kování.

1. Zjišťování křivek přetvárného odporu materiálu

1.1.Pěchovací zkouška se vzorky s rovnými čely a vzorky podle Rastěgajeva

K tomuto účelu se dají pouţít první čtyři typy zkoušek . Existuje pět dominantních faktorů, podle kterých se dá

vybrat nejvýhodnější zkouška , kterou jsou přetvárný odpor materiálu a skutečná deformace co nejpřesněji

zjišťovány.

Na základě srovnání jednotlivých teplot, rozsahu práce a hospodárnosti vychází jako nejoptimálnější pěchovací

zkouška. V současnosti se pro ni pouţívají následující typy vzorků:

- válcové vzorky s rovnými čely,

- válcové vzorky s čelním vybráním podle Rastěgajeva,

- válcové vzorky s čelním vybráním podle Siebela a Pompa.

Objevují se i originální tvary vzorků, které se ovšem mohou měnit s testovaným materiálem, coţ uţ vyţaduje

podstatně vyšší náklady na provedení zkoušek.

Obr. 1 Výchozí a spěchovaný vzorek s rovnými čely pro pěchovací zkoušky.

51


U válcových vzorků s rovnými čely se doporučuje štíhlostní poměr H0/D0 1.5, 1.6. Obdobné doporučení

platí u zkoušek podle Rastěgajeva. Čelní vybrání vzorků podle Rastěgajeva je vyplněno kyselinou palmitovou.

Vzorky tak udrţují během zkoušky válcový tvar. Po jeho narušení lze vzorky přesoustruţit. V tom případě se

ovšem bere jako výchozí poslední hodnota skutečné deformace .

Obr. 2 Tvar vzorku pro pěchovací zkoušky dle Rastěgajeva

Při porovnání obou jmenovaných zkoušek bylo zjištěno, ţe křivka přetvárného odporu = f () dle

Rastěgajeva leţí přibliţně 12% pod křivkou se vzorky s rovnými čely.

1.2. Pěchovací zkouška vzorkŧ s kuželovým čelním zahloubením podle Siebela a Pompa

V současnosti se pouţívají vzorky s průměrem 20 mm a výšce H0= 40 mm s kuţelovým vybráním

čelních ploch = 3°, který odpovídá součiniteli tření 0.0524. Dále se pouţívá jako u ostatních typů vzorků

účinné mazání, které ještě sniţuje tuto hodnotu tření. Zkušební vzorky jsou postupně spěchovány nejprve o 45

% H0. Předpěchovaná tělesa se potom přesoustruţí na 14 mm a H0= a znovu se pěchují na 50% aţ 60%

H0. Pro nejtvárnější materiály se pouţívá třetí pěchování, přičemţ jsou zde dva náleţitě obrobené vzorky

postaveny na sebe a tvoří tak nový zkušební vzorek.

Obr. 3 Vzorek s kuţelovým vybráním na čelech s nástrojem.

52


Okamţitý průřez vzorku se spočítá ze vztahu

HH

HDtgHH

DtgH

SS

0

0

00

00

0

3

2

3

2

,

kde S0 je výchozí průřez vzorku. Předpokládá se, ţe volná povrch vzorku je válcový. Tento jev je potřebné

během zkoušky sledovat.

2. Zkoušky pěchovatelnosti vzorkŧ bez vrubu a s podélným vrubem

podle CIRP- F

Skupina F- Forming této mezinárodní organizace vypracovala tuto metodu zkoušek a ověřovala ji na 25

pracovištích v Evropě, Japonsku a USA. Na základě statistického vyhodnocení a analýzy potvrdila

reprodukovatelnost výsledků. Podklady pro stanovaní podmínek zkoušek potom tvořily výzkumy

významných světových odborníků v oboru tvařitelnosti kovů, kde byl specifikován vliv štíhlostního poměru

vzorků 0

0

D

H, třecí podmínky v kontaktních plochách, tvar a rozměry vrubů.

Při těchto zkouškách se pouţívají dva typy válcových vzorků a to s hladkým volným povrchem pláště a

v předepsaným podélným vrubem tvaru „V“ na plášti. Aby bylo vyloučeno vybočení vzorku volí se poměr

0

0

D

H1.5 (H0= 21 mm, D0= 14 mm). Vzorky s vrubem jsou sice obtíţněji vyrobitelné, ale vykazují trhliny při

malých deformacích, oproti hladkým vzorkům. Na základě výzkumů na výzkumných pracovištích postačuje

provést dokončení vzorků jemným soustruţením (Ra1.6).

Nástroj se skládá ze dvou rovnoběţných kovadel, u nichţ jsou ve středu středící kuţely a od nich postupují

soustředné dráţky. Tak je zaručeno co největší tření v kontaktních plochách vzorek- nástroj. Kovadla jsou

vyrobena z příslušné nástrojové oceli zušlechtěné na tvrdost HRC 62 aţ 64. Zkouška předpokládá rychlost

nástroje vst0.1, 1.0.

Zkouška se provádí v několika stupních. Hladký vzorek se v prvním stupni spěchuje o 50% H0, vzorek

s vrubem se spěchuje o 30% H0. Poté, pokud vzorek nepraskne lze konstatovat, ţe je tvařitelný za studena a

pěchuje se v kaţdém dalším kroku o 1.5% aţ 2.5% H0. Coţ představuje spěchování o 0.32 aţ 0.52 mm.

V pěchování se pokračuje tak dlouho dokud se ve vrubu nebo na volném povrchu neobjeví trhliny. Potom se

změří „kritická výška vzorku“. Jako měřítko tvařitelnosti (pěchovatelnosti) za studena je „kritické poměrné

přetvoření výšky vzorku“

h = c

c

H

HH 0

, hc = c

c

H

HH 0

100 [%].

Pro objektivizaci měření se provede ještě další pěchovací krok. Jestliţe v předešlém kroku byly pochybnosti o

vzniku trhlin, a tyto se v tomto kroku zvětší bere se předchozí přetvoření jako směrodatné. Doporučen je

tříčlenný zkušební tým, který provádí i sledování vzniku trhlin. Autoři uvádí, ţe hodnota „kritické poměrné

přetvoření výšky vzorku“ h = c

c

H

HH 0

lze zařadit do databáze mechanických charakteristik materiálu a

vyuţít ji při identifikaci materiálu spolu s uvedenými charakteristikami.

53


Obr. 4 Vzorky pro zkoušku CIRP-F, globální a lokální geometrie nástroje

54


Pěchovací nástroj se skládá ze dvou rovnoběţných kovadel, jejichţ čela jsou opatřena středícími kuţely

soustřednými dráţkami, které mají zajistit přesně definované a reprodukovatelné třecí podmínky (statické

tření), proto jsou vţdy před kaţdým pěchovacím krokem kovadla odmaštěna.

2.1. Modifikace zkoušek pěchovatelnosti polotovarŧ s podélnými vruby

Nejdůležitějšími faktory, které mají zásadní vliv na pěchovatelnost válcových polotovarů jsou:

- tření v kontaktních plochách polotovar- nástroj

- štíhlostní poměr vzorků

- tvar a geometrie podélných vrubů na povrchu vzorku

- předchozí tepelné a mechanické zpracování materiálu polotovarů.

Pro většinu polotovarů v objemovém tváření lze zkonstruovat mezní diagramy porušení (FLD) jako závislost

hlavních deformací, kde

Obr. 5 Vzorky s vrubem s rozměry pro výpočet globálních a lokálních deformací.

0

ln ddd

je globální obvodová deformace vzorku,

0

ln nnn

je lokální obvodová deformace vzorku,

0

ln aaa

z je lokální axiální deformace vzorku.

55


Obr. 6 Diagram mezního porušení FLD s trajektoriemi globálních deformací a mezí porušení.

Většinou lze lomové hodnoty deformací aproximovat přímkou, která potom definuje mez porušení materiálu

za různých technologických a zkušebních podmínek.

Cvičení č. 6: Stanovení přirozeného přetvárného odporu, měrné přetvárné

práce a deformační rychlosti pomocí pěchovací zkoušky

Zadání:

1) Popište metodiku pěchovací zkoušky a měřicí řetězec analogové a digitální pěchovací zkoušky.

2) Pomocí statistického vyhodnocení naměřených veličin z pěchovací zkoušky zadaného materiálu proveďte

aproximaci závislostí přirozeného přetvárného odporu p , měrné přetvárné práce a na skutečné

deformaci vhodným empirickým modelem.

Potřebné výpočtové vztahy:

i

iH

H0ln ………..okamţitá skutečná deformace [-],

56


t

H

H

i

i

………………………okamţitá hodnota rychlosti deformace [1s ],

s

is DHD

V

4

2……………………………………..objem vzorku 3mm ,

sD …………………………………………………střední průměr vzorku [mm],

2

4

i

i

s

i

pD

F

……….okamţitá hodnota přirozeného přetvárného odporu [MPa],

21000

11

11

nnn

inni

A

…okamţitá hodnota měrné přetvárné práce 3mmJ .

Tabulka naměřených a vypočtených hodnot z pěchování zkoušky oceli 17 248.4 při 300°C

V tabulce jsou uvedeny jednak změřené hodnoty pěchovací síly a deformace a poté změřené střední hodnoty

průměrů pěchovaných vzorků. Měření bylo provedeno analogově na hydraulickém lisu CZR 600

prostřednictvím tenzometrického snímače tlakové síly a indukčního snímače dráhy přes dva měřicí kanály

měřicího zesilovače KWS a záznam byl proveden na souřadnicovém x-y zapisovači. Dále tabulka obsahuje

vypočtené hodnoty průřezů vzorků po spěchování a hodnoty přetvárného odporu, skutečné deformace a

měrné přetvárné práce. Závislosti na Obr. 7 byly získány aproximací diskrétních hodnot metodou nejmenších

čtverců. Pro aproximaci jsou velmi vhodné polynomy 3. A 5. Stupně.

57


Obr. 7 Závislost přetvárného odporu a měrné přetvárné práce na skutečné deformaci.

Studijní literatura:

1 LANGE, K.: Lehrbuch der Umformtechnik. Berlin-Heidelberg - New York. Band 1,2. 1984.

2 JENNER, A. - DODD, B.: Cold Upsetting and Free Surface Ductility. J.Mech. Working Tech. 5 (1981),

Amsterdam

3 KUHN, H.A.. Formability Topics - Metallic Materials, ASTM STP 647 (1978)

4 KUDO, H. - SATO, K. - AOI, K.. On cold forgeability test. CIRP Ann., 16 (1968) str. 309-318

5 KUDO,H. - AOI.K.: Effect of Compression Test Condition upon Fracturing of Medium Carbon Steel -

Study on Cold Forgeability Test: part II., J.Japan Soc. Tech. Plast., č.8, s. 17, 1967

6 TOZAWA, Y.: Abstract from Report on Collective Calibration Test of Cold Upsetability of S45C, Matls.

Subgroup Jap. Cold Forging Committee, 1. 1975

7 OLLSON, K. - KARLSSON, S. - MELANDER,A.. The Influence of Notches, Testing Geometry, Friction

Conditions and Microstructure on the Cold Forgeability of Low Carbon Steels. Scand. J. Metallurgy 15

(1986) Denmark str. 238-256

8 DANNENMMAN, E. - BLEICH,M.: Verfahlen zur Prüfung der Kaltstanchbarkeit. Draht 29 (1978), str.

703-706

9 BENEŠ, M a kol. Poradenská příručka č. 33- Křivky přetvárných odporů oceli, díl. 1, TVÚHP, Praha 1982

10 Drastík, F. – Elfmark, J. Plastometry a tvařitelnost kovů. SNTL, Praha 1977

11 BANABIC, H: at all. Formability of Metallic Materials. Springer- Verlag, Berlin 2000

58



7. ZKOUŠKY PRO ZJIŠŤOVÁNÍ KOEFICIENTU TŘENÍ S VLIVEM MAZIV

1. Tření a mazání ve tváření, vliv tření na tvářecí proces

Nejzřetelnějším vlivem tření na tvářecí proces (ale i v dalších technologiích a uloţení strojních součástí) je to, ţe

s jeho zvyšováním se zvětšuje i mnoţství vynaloţené energie nutné k přetvoření materiálu (uloţení strojních

součástí vznikají větší ztráty ve výkonu soustavy vlivem vyššího tření. V odborných publikacích se objevují

odhady, ţe ztráty způsobené třením (zvýšení energetické náročnosti a opotřebení činí u hospodářsky vyspělých

zemí kolem 2% jejich hrubého národního produktu (pro ČR je to přibliţně 12 miliard Kč) za rok.

Úspory energie zajištěné volbou vhodných maziv, technologií dokončování funkčních ploch nástrojů a

tvářených součástí a jejich materiálu včetně jeho zpracování činí aţ 11% celkových nákladů na energii nutnou

pro zpracování výlisků a provoz strojních součástí.

Vnější tření je tedy charakteristickou veličinou při popisu procesu mezi tvářeným materiálem a nástrojem a má

dvojí úlohu:

a) pasivního činitele, který brzdí plastickou deformaci, zvyšuje spotřebu energie nutné pro přetvoření

materiálu, způsobuje opotřebení tvářecích nástrojů, jejich porušení a nerovnoměrnost přetvoření nebo

porušení tvářených součástí,

b) aktivního činitele, který se realizuje v technologii válcování, která přímo vyţaduje aby mezi pracovními

válci a válcovaným polotovarem byla zajištěna jistá hodnota tření, aby realizace technologie byla úspěšná.

Problémy sníţení tření, opotřebení součástí na základě tření a aplikaci maziv se zabývá tribologie, která v sobě

kombinuje řadu vědních oborů jako je kinematika, hydrodynamika, termomechanika, materiálové inţenýrství a

chemii maziv.

Při tváření materiálu převládá tzv. mezní tření . Mezní tření je kombinací suchého a kapalného tření.

Základním předpokladem vzniku tření je vzájemný pohyb nejméně dvou elementů tribologického systému-

třecí dvojice. Tento vzájemný pohyb je způsoben účinkem vnějších sil a je provázen vznikem třecích sil.

Znalost hodnoty tření ve tvářecích procesech má velký význam pro praktické technologické a numerické

výpočty. Hodnota součinitele tření je ve většině případů neznámá, ale na její správné volbě závisí přesnost

výpočtu. Při špatné volbě součinitele tření se často naddimenzovávají tvářecí stroje a nástroje, nebo naopak a

konečném důsledku dochází ve výrobě k velkým finančním ztrátám.

Proto jsou nesmírně důleţité zkoušky pro zjišťování koeficientu tření a zkoušky maziv. Tyto testy jsou určeny

pro objemové a plošné tváření a jsou odlišné od zkoušek tření a maziv u loţisek a dalších konstrukčních

součástí.

1.1 Veličiny ovlivňující tření

Tyto veličiny členíme do tří skupin:

a) veličiny podmíněné tvářecím postupem- velikost a rozdělení normálných napětí, relativních rychlostí

zvětšení povrchu, průběh teplot.

59


b) veličiny podmíněné materiálem- chemické sloţení a velikost zrna tvářeného materiálu, povrch a tvrdost

třecích ploch. Pokud dochází k moţnosti tzv. svaření za studena je potřebné změnit materiál výtvarku nebo

nástroje.

c) veličiny podmíněné druhem maziva- viskozita, pevnost ve smyku, tlaková a tepelná stálost maziva,

schopnost příznivé fyzikální a chemické reaktivity uvnitř tribologického systému.

1.2 Mazání a úpravy povrchu

Mazání je cílevědomé pouţívání maziv v souvislosti a vytvořením nosných mazacích vrstev pro libovolný

tvářecí postup.

Úprava povrchu je opracování polotovarů nebo jiţ hotových dílů. Zahrnuje v sobě například čištění polotovarů

před nanesením maziva, nebo po tváření, kdyţ jsou zbytky maziva na povrchu neţádoucí.

1.2.1 Účel mazání

Mazivo má při tváření materiálu dva hlavní úkoly:

a) zabránit kovovému styku mezi nástrojem a polotovarem a tím zabránit jejich svaření za studena. Současně

se tak chrání nastroj a tvářený polotovar před otěrem a opotřebením, zajišťuje se rovnoměrná kvalita

výrobků a bezporuchová výroba

b) sníţení třecích ztrát a tím pádem i sníţení přetvárných sil a energií potřebných pro danou tvářecí operaci.

Pro výběr maziva jsou rozhodující kriteria, která závisí na druhu tvářecícho postupu nebo na pouţití výtvarku

po tváření. Tato kriteria jsou následující:

- spojení mazacího a chladícího účinku,

- ovlivnění toku materiálu při tváření,

- obtíţnost tváření,

- jednoduchost nanášení a odstraňování maziva,

- ochranný účinek maziva proti korozi,

- poţadavky na velikost pracoviště, bezpečnost a hygienu práce,

- vhodnost maziva v souvislosti s dalším zpracováním polotovaru (např. svařováním),

- hospodárnost.

Je nepochybné, ţe zvláště při tváření za studena jako je např. protlačování dochází k velkému namáhání

nástroje měrnými tlaky. Zde se vyuţívá amorfních vrstev na vstupních polotovarech, které vznikají

fosfátováním a oxalátováním polotovarů. Ty potom snadno absorbují příslušné mazivo a udrţí ho v průběhu

tváření. Dále je zde vhodné pouţití maziv s EP aditivy ( jde o vysokotlaké přísady). Jsou to látky na bázi

volných mastných kyselin modifikovaných Cl, P, As a S. Tyto přísady vytváří při vysokých tlacích nebo

teplotách (kolem 200°C) po rozpadu Cl iontů tenké vrstvy chloridového filmu s nízkou hodnotou součinitele

tření a vysokou odolností. As a P sloučeniny zvyšují odolnost proti tlaku mazací vrstvy. Vrstvy spočívají

v chemické reakci mezi mastnými kyselinami a oxidovými vrstvami a nazývají se kovová mýdla. Ty také

vykazují poměrně nízké hodnoty součinitele tření. Pro zvlášť energeticky náročné procesy se pouţívají

speciální úpravy povrchu nástrojů, polotovarů a vrstev maziv. Patří sem například hydrodynamické

protlačování, nanášení Al a Cu vrstev na tvářený polotovar.

1.3 Maziva a jejich rozdělení

Rozdělení maziv:

a) Oleje : mohou být minerální nebo syntetické, v současnosti se dává přednost syntetickým olejům,

k zlepšení jejich dělící schopnosti se do nich přidávají různé přísady (kovová mýdla, aditiva na bázi S a P a

případně Cl. Přes příznivé mazací vlastnosti Cl je potřebné dbát na to, ţe jeho likvidace je z ekologického

hlediska velice obtíţná a drahá a ţe můţe spolu s oleji vytvářet zdraví velmi nebezpečné produkty (např.

PCB). Lze zde přidat i pevná maziva jako je grafit nebo MoS2.

60


b) Maziva na bázi mýdel: vznikají reakcí s kovovými oxidy na povrchu kovů a zajišťují odolnost proti

vysokým tlakům. Nejvíc je pouţívám stearát sodný, který se nanáší ponorem polotovaru po fosfátování do

horkého mýdlového roztoku.

c) Pevná maziva- nejdůleţitějšími zástupci této skupiny jsou pevná maziva s vrstvenou mříţkovou

strukturou. K této skupině patří grafit. Pouţívá se nejvíce v dispersi a vodou nebo olejem. Dalším

mazivem je syrník molibdeničitý MoS2. Ten se pouţívá do tvářecích teplot 400°C, WS2 je vhodný do teplot

500°C a grafit je uţíván aţ do teploty 800°C. Plastické hmoty (polymery) jako je polyethylen a teflon, se

pouţívají ve speciálních jako ochranné a mazací folie při hlubokém taţení plechů. Sklo jako prášek nebo

natavená vrstva se pouţívají při tváření za poloohřevu a za tepla. Mezi pevná maziva patří i dříve uvedené

těţké a lehké kovy.

d) Vodní emulze- pouţívají se při menších nárocích na mazání a větších nárocích na chlazení při rychlých

tvářecích procesech při malých deformacích.

1.4 Matematický popis tření

Tření je kluzný odpor mezi dvěma tangenciálně se pohybujícími se plochami. Ten se dá určit z velikosti

smykových napětí v mezeře R. V teorii plasticity jsou uznávány dva fyzikální modely objasňující smyková

napětí R.

1.4.1 Coulombův zákon

Zde platí ţe FR= Fn, kde Fa je síla kolmá k povrchu, FR je třecí síla a je střední hodnota součinitele

tření. Jeho velikost závisí vedle materiálu třecí dvojice na geometrii třecí plochy a na řadě chemických veličin

v mezeře. Jde zejména o tlak, kluznou rychlost a teplotu. Místní smykové napětí R se dá určit pomocí hodnoty

a kontaktního normálného napětí n jako R= n. Hodnot menších neţ p (přirozený přetvárný odpor) lze

docílit například při taţení nádob mezi přírubou a přidrţovačem. Platí zde lineární závislost mezi n a R, kde

můţe nabývat různých konstantních ale omezených hodnot.

V případě, ţe R dosáhne hodnoty meze kluzu ve smyku k měkčího materiálu ze třecí dvojice tak max= n

k

.

Z toho vyplývá, ţe kaţdému normálnému napětí odpovídá maximální hodnota , která závisí na n a k. Podle

podmínky plasticity HMH (von Mises) 1- 2= 3

1k je max=

3

2= 0.577. Podle podmínky plasticity max

(Trescovy) je max= 31

2

1 ,

k

31 , krit = k

2

1 a max= 0.5.

Všeobecně se dá říct, ţe u všech tvářecích postupů, které se uskuteční pomocí n p je leţí hodnota

max0.5, 0.577. Pro případ kdyţ R= R max= k a = max nastává odstřiţení měkčí plochy třecí dvojice

rovnoběţně s dotykovou plochou (tzv. pick- up).

1.4.2 Druhý fyzikální model

Ten vysvětluje průběh smykových napětí R a vychází z obecné závislosti R= m k, kde hodnota m je

třecí faktor (ekvivalent) a nabývá hodnot 0m 1. Pro m= 0 jde o případ bez tření a pro m= 1 jde o případ

adhezního přilnutí.

61


2. Zkoušky pro zjišťování součinitele tření a zkoušky maziv

2.1 Zkouška pěchování prstence podle Male a Cockrofta

Pro objemové tváření je doposud nejrozšířenější zkouška pěchování prstence. Tato zkouška je výhodná

zejména proto, ţe při ní není nutné měřit tvářecí sílu a přetvárnou rychlost. Touto zkouškou můţeme testovat

za studena třecí poměry při tváření za tepla a poloohřevu., přičemţ se nevyţaduje znalost vlivu teploty a

rychlosti přetvoření na přetvárný odpor materiálu. Poskytuje třecí data pro celý obor tření od 0 do stavu adheze

max0.5, 0.577. Prstenec, jehoţ rozměry D0 : d0 : h0 je doporučeno volit v poměru 6 : 3 : 2 se pěchuje

postupně aţ na poměrnou deformaci výšky 50% i více. Deformace probíhá v podstatě dle podmínek vnějšího

tření a mohou tak nastat v podstatě tři stavy:

a) Dvousměrný tok kovu ve směru volných povrchů vnějšího a povrchu otvoru. V tomto případě se

zmenšuje sledovanýd1 oproti neutrálnímu dn. Jde o velké tření.

b) Jednosměrný tok kovu pouze ve směru vnějšího volného povrchu, kde se zvětšuje D1 a d1= dn.Jde o

střední tření.

c) Jednosměrný tok kovu, kde se d1 zvětšuje na dn a blíţí se směrem k D1. Jde o nízké tření.

Zejména vnitřní průměr otvoru velmi citlivě reaguje na podmínky tření. Z kalibračních diagramů stanovených

na bázi rychlostních polí lze potom snadno určit i průběh součinitele tření včetně kritických deformací, kdy

dochází k utrţení maziva apod.

Obr. 1 Moţnosti deformace prstencových vzorků, charakterizující různé stupně tření.

Z literatury je známo mnoho typů vzorků, ovšem poţadovaný poměr hlavních rozměrů musí být dodrţen.

Jsou známy i různé postupy měření rozměrů pěchovaných vzorků pro stanovení součinitele tření v kalibračních

diagramech, od optických měření malých přůměrů soudečků (vznikají vlivem tření v kontaktních plochách) a

velkých průměrů, kdy jsou spočítány střední průměry vzorků z těchto hodnot aţ po nejjednodušší měření

velkých průměrů soudečků a výšky posuvným měřítkem. Vyhodnocení zkoušky je poměrně jednoduché. Po

několika spěchování vzorků v několika stupních deformace (min. v 5ti), se spočítají poměrné deformace výšky

a vnitřního průměru vzorku:

,100h

hh00

0

i0

h

.100d

dd00

0

i0

d

Body závislosti d = f (h) se vynesou do příslušného kalibračního diagramu, kde ji lze aproximovat příslušným

analytickým modelem.

62


Obr. 2 Vzorky pro pěchování prstence s ukázkami kalibračních diagramů.

63


Obr. 3 Schémata zkoušek pro zjištění součinitele a stupně tření ve tváření:

a) zkouška pěchování prstence,

b) pěchovací zkouška plošného tlaku – Ford test,

c) zkouška kombinovaným namáháním krut – tlak.

2.2. Pěchovací zkouška plošného tlaku- Ford –test

Pásový materiál je zde vytlačován pomocí dvou protilehlých tlačných hranolů. Aplikovat lze různá maziva

v kontaktní ploše, podobně jako u předešlé zkoušky. Protoţe je materiál vytlačován kolem ostrých hran

hranolů ukáţe se v průběhu zkoušky moţnost sklonu mazaného vzorku k „pick- up“ . Podmínky zkoušky jsou

podobné těm podmínkám, které mohou existovat kolem zaoblení kovacích nástrojů. Ty často představují

nejkritičtější plochu z hlediska mazání nástroje.

Dříve se tato zkouška pouţívala pro stanovení přetvárného odporu materiálu ve Fordových závodech, včetně

měření tvářecí síly a posuvu, v současnosti je zkouška pouţívána k testování tření ve tvářecích procesech bez

nutnosti měření uvedených veličin, přičemţ vlivem trojosého stavu napjatosti se pěchovaný pás rozšiřuje do

stran- vybouluje se (bulging). Výsledný vypuklý tvar je různý pro nízký a vysoký stupeň tření. Stupeň tření

mazacího filmu za účasti různých povrchových úprav kovadel charakterizuje vyboulení W= (W2- W1) /2, kde

je W2 maximální rozměr vyboulení a W1 je minimální rozměr vyboulení u kořene vyboulení. Čím je větší tření

v kontaktní ploše, tím větší je vyboulení a naopak čím je tření niţší je vyboulení menší.

64


Jde o kvalitativní metodu testování tření, která je vhodná buď na testování různých maziv za konstantního

stlačení a jakosti povrchu kovadel a nebo testování různých povrchů kovadel (leštěné, broušené, pískované

apod.) za působení určitého maziva při konstantním stlačení. Uplatňuje se zejména v kombinaci s dalšími

zkouškami. Doporučené parametry zkoušky jsou W/L6 a 2 L/h 4 (viz obr 3).

2.3. Zkouška kombinovaným namáháním krut- tlak ( Twist- compression test)

Zde je stacionární hranol přitlačován na rotující prstencový vzorek. Plastická deformace je zde spolu

s přítlačnou silou limitována zborcením vzorku, ovšem relativní prokluz bývá relativně silný. Při zkoušce

můţeme simulovat různé moţnosti v tloušťce naneseného maziva, průběţný nebo přerušovaný kontakt

polotovaru s nástrojem za různých otáček zkušebního vzorku. Koeficient tření můţe být spočítán přímo

z hodnoty změřené normálné síly a krouticího momentu

= PR

T

P

F

,

kde T je krouticí moment, F je třecí síla, P je změřená normálná síla a R je rameno krouticího momentu. Tato

zkouška se pouţívá v případech kde se očekává „pick-up“.

Uvedené zkoušky nejsou normalizovány, ovšem z renomovaných odborných publikací se řadí

k nejpouţívanějším zkouškám stupně a koeficientu tření ve tváření.

Cvičení č. 7 Zkouška pěchování prstence pro stanovení prŧběhu součinitele

tření během tvářecího procesu

Zadání:

Stručně popište výhody pěchovací zkoušky prstence a uveďte metodiku provedení a vyhodnocení zkoušky.

Na souborech pěti vzorků nemazaných a deseti mazaných vzorků s poměrem výchozích rozměrů

2:3:6h:d:D 000 proveďte zkoušky, proměření hlavních rozměrů po deformaci a výpočet poměrných

přetvoření průměru otvoru a výšky prstence.

Vyneste závislosti hd f v měřítku souřadnic dle přiloţených kalibračních diagramů a porovnejte s jejich

pouţitím hodnoty součinitele tření a zhodnoťte výsledky.

Poznámky:

Vzorky 1 aţ 5 – nemazané, vzorky 6 aţ 10 – mazivo: Stearát zinečnatý, vzorky A aţ E – mazivo MoS2 +

strojní olej (Molyko).

Nemazané vzorky je nutné před zkouškou odmastit spolu s kovadly.

Zkoušky se provádí na hydraulickém lisu CZR 600 v nástroji pro pěchovací zkoušky. Kovadla jsou broušená.

Pomůcky: diagramy součinitelů tření, posuvné měřítko, uvedená maziva, tampony z buničité vaty, toluen, sací

papír, pinzeta.

65


Výpočet poměrných přetvoření

,100h

hh00

0

i0

h

.100d

dd00

0

i0

d

Výchozí rozměry:

mm865,9d:51 0

mm05,7h0

mm89,9d:EA 0

mm05,7h0

mm00,9d:106 0

mm10,6h0

Pro vyhodnocení zkoušek se pouţijí kalibrační diagramy z obrázku 2, podle výchozí geometrie vzorku.

Vzorky je doporučeno pěchovat na hodnoty h 10, 20, 40, 55 a 70%.

Studijní literatura

[1] ŠANOVEC, J.- ČERMÁK , J. – MÁDLE, L.: Mezní problémy a výpočetní technika ve tváření.

Skriptum ČVUT, Praha 1989

[2] Journal of Lubrication Technology, April 1975, ASME, USA str. 289- 295

[3] ROWE, G. W. : Principles of Industrial Metalworking Processes, Edward Arnold Ltd., London 1977

66



8. ZJIŠŤOVÁNÍ RÁZOVÝCH SIL A NAPĚTÍ PŘI TAYLOROVĚ TESTU

8.1 Úvod Cestou Taylorova testu a jeho simulacemi v prostředí LS DYNA 3D byly získány parametry matematicky

popsaných křivek dynamických přetvárných odporů ocelí dle Johnsona-Cooka. Jejich vyuţití ve výpočtových

modelech pro objemové tváření bylo prokázáno v rámci programů počítačové podpory v technologiích

objemového tváření. Experimentální zjišťování rázových sil a napětí při TAT poskytuje moţnosti srovnání

s výstupy silových parametrů po provedených simulacích.

Výrazný rozvoj mikroelektroniky se odrazil při návrhu nového typu zařízení pro měření rychlosti dopadu

vzorku při TAT. Zařízení je miniaturní a je schopno měřit časy průletu vzorku mezi dvěma fotodiodami těsně

před dopadem s přesností aţ 0,1 s při minimální velikosti rozptylu světelného paprsku. Na rozdíl od svého

předchůdce neměří čas průletu vzorku i s nosičem při ústí kanónu, ale měří čas samostatně letícího zkušebního

vzorku po oddělení od nosiče jak je patrné z obr.1.

Snímače jsou umístěny před dopadlištěm. Optické kabely vedou k dutině dopadové komory, ve které je

vzorek jiţ oddělen od nosiče. Kabely jsou od sebe vzdáleny 25mm, přičemţ druhý je vzdálen 5 mm

od dopadiště (tyče nebo tuhé desky). Kabely, respektive přijímače (foto-diody), jsou osvětleny světelným

paprskem z LED diod velké svítivosti. Úhel světelných paprsků je kolmý k optickým kabelům

Obr.1 Schéma zařízeni pro TAT v místě dopadu vzorku

Rozptyl paprsků je minimalizován, proto nedochází ke zkreslení zapnutí a vypnutí čítače U stávajícího

měřícího zařízení je měřená vzdálenost mezi první a druhou fotodiodou 100 mm. U nově vyvinutého typu je

vzdálenost mezi optickými kabely 25 mm. Rychlost průletu ústím kanónu u stávajícího měřícího zařízení je

dána výrazem:

smt

sv vz /

1

1 , kde t1 je měřená doba průletu s a

s1 je měřená vzdálenost [m]

67


8.2 Záznam prŧběhu rázové síly při TAT

Rázová síla je důleţitým výstupním parametrem TAT. Velikost a průběh síly nám můţe poskytnout

konkrétní představu o průběhu deformace vzorku. Zároveň můţe být srovnávacím parametrem mezi

experimentem a simulací vysokorychlostního děje. K měření rázové síly byl navrţen tenzometrický

dynamometr. Navrţený dynamometr

(měrný válec o 12 mm opatřen 4

tenzometry HBM 3/120 LY 11, 120,

k=1,99, Un=3V; zapojeny do plného

mostu ) z vysoce pevné mangan-

křemíkové oceli byl cejchován do 100 kN

na hydraulickém lisu a byla získána

závislost zatíţení na elastické deformaci

dynamometru.

K cejchování tenzometrického

dynamometru byl pouţit automatický 32

kanálový analyzátor řízený procesorem.

Obr.2 Schéma zapojení pro měření

rázových sil pomocí měrného válečku-

dynamometru

Vzhledem k tomu, ţe při vyšších rychlostech dopadu vzorku se odraţený signál od konce dynamometru se

začal směšovat s měřícím signálem zatěţovacím, bylo třeba navrhnout dynamometr s delším převislým

koncem za umístěním tenzometrů.

Obr.2a Schéma zapojení pro měření rázových sil dynamometrem ve tvaru měrné tyče

68


8.3 Záznam napěťových vln při dopadu vzorku u TAT

Zkušební vzorek je akcelerován s nosičem pomocí stlačeného vzduchu. Po adjustaci vzorku z nosiče letí

vzorek samostatně k místu dopadu. Místo tuhé desky (klasický TAT) je dopadovou plochou tyč z vysoce-

pevné mangan-křemíkové oceli o rozměrech 20 x 600 mm, na které jsou přilepeny buď odporové nebo

polovodičové tenzometry. Pomocí zesilovače a záznamového zařízení-paměťového osciloskopu

TEKTRONIX TDS 210 jsou zaznamenány napěťové pulsy vyvolané zkušebním vzorkem. Zobrazený záznam

na obr.3 lze buď okamţitě vytisknout přes rozhraní LPT1, nebo je lze přenést na pevný disk počítače přes RS

232 a zpracovat programem SCOOPE a potom vytisknout.

Obr. 3 Typický průběh napěťového pulsu na tyči získaný kovovými tenzometry HBM LY11 1,5/120,

(K=2,0).(Ocel TRISTAL, dopadová rychlost vzorku vo= 85,2 m/s, měřené napětí na mostu ve větvi BD je

UBD=520 mV)

Praktická měření rázových sil

Schéma sestavy měření je na obr.2a. Dynamometr-měrná tyč je umístěna kolmo k dopadové ploše zařízení

TAT. Pomocí zesilovače a paměťového osciloskopu TEKTRONIX TDS 210 byl zaznamenán rázový puls,

který vyvolal náraz zkušebního vzorku na čelo tyče. Je patrný prudký vzrůst měřícího napětí UBD s následnou

oscilací způsobenou disperzemi a odraţenými napěťovými pulsy. Takto zobrazený průběh měřícího napětí

(rázové síly) na čase je moţné přímo vytisknout na tiskárně připojené přes LPT1 na osciloskop, nebo pomocí

RS232 přenést naměřená data do počítače, kde buď v běţně dostupném tabulkovém procesoru (např. Excel)

nebo ve speciálním programu SCOPE je moţné dále zpracovat.

Vstupní data pro výpočet, příklad pro vzorek T6 z oceli TRISTAL:

Dopadová rychlost vzorku 85,2 m/s

napájecí napětí tenzometrů na dynamometru Un: 1,76 V

69


naměřené napětí viz obr. 3, je UBD= 0,52 V

K faktor tenzometru: 2,0 Zesílení snímaného signálu z = 1000 x

0002273,0)3,01(1000

1

0,2

2

76,1

52,0

)1(

12

zKU

U

n

BDmer

MPaE mer 864,2300011365,02100002

11

Výsledná rázová síla. kNNSF 5,776,749615,314*864,23

Rovněţ bylo zkoumáno trvání napěťového pulsu, jeho velikost a průběh vyvolaný dopadem zkušebního

vzorku na tuhou překáţku. Díky této úpravě dopadové plochy můţe experiment poskytnout důleţitá data

(dobu napěťového pulsu, max. velikost a průběh nap. pulsu, příp. sílu vyvolanou v tyči po dopadu zkušebního

vzorku), která jsou zajímavá a důleţitá při porovnání simulace a experimentu vysokorychlostního děje.

Při experimentech byly pouţity dva typy tenzometrů, které byly nalepeny uprostřed tyče v délce 400 mm

od okraje tyče. Při pouţití odporových tenzometrů firmy HBM typu LY 11 0,6/120 byly nalepené tenzometry

zapojeny do plného mostu. 2 aktivní tenzometry byly přilepeny na tyči podélně a dva kompenzační byly

nalepeny napříč osy tyče. Při pouţití 4 polovodičových tenzometrů firmy KULITE byly tenzometry nalepeny

do plného mostu rovněţ přímo na tyči (dva v podélném a dva v příčném směru). Důvodem pouţití dvou

odlišných typů tenzometrů bylo prokázání shody průběhu a doby napěťového pulsu při náhlém rázovém

zatíţení tyče. U obou dvou typů tenzometrů byla zjištěna prokazatelná shoda jednak ve velikosti a průběhu

napěťových pulsů, tak i v době jejich trvání. Typické průběhy napěťových pulsů na tyči s polovodičovými

tenzometry jsou zobrazeny na obr.5. Napěťový pulz byl indikovaný polovodičovými tenzometry se zesílením

10 x.

Obr. 5 Průběh napěťového pulsu získaný polovodičovými tenzometry ( K=120)

70


Z obr. 5 jsou patrné dva základní záznamy. Pod číslem 2 (druhý kanál paměťového osciloskopu) je

průběh doby průletu zkušebního vzorku z oceli TRISTAL měřícím zařízením dopadovou rychlostí vzorku

vo =87,4 m/s, doba t1. Aţ vzorek proletí kolem první fotodiody teprve dojde ke zpuštění celého zařízení

měřícího napěťové pulsy. Tím se eliminuje vliv vedlejších rušivých el. signálů, které by mohly ovlivnit průběh

měření napěťového pulsu. Křivka 1 (první kanál paměťového osciloskopu) na obr. 5 znázorňuje samotný

průběh napěťového pulsu na tyči. UBD = 450 mV je maximální velikost měřícího napětí při napájení

Un = 2,41V. Doba t1 je doba průletu zkušebního vzorku mezi 2 fotodiodami vzdálené 25 mm od sebe, t2 je

doba, kterou vzorek letí k čelu tyče (neboť poslední fotodioda je vzdálená 5 mm od čela dopadové plochy). t3

představuje dobu po kterou se napěťový puls šíří rychlostí zvuku k měřícímu zařízení (tenzometrům), t4 je

délka napěťového pulsu a doba t5 je čas za který urazí napěťová vlna k volnému čelu konce tyče, kde se odrazí

a šíří se s opačnou amplitudou zpět k tenzometrům.

Vzhledem k malé výtěţnosti signálů z tenzometrických snímačů (zvláště pak kovových) jsou záznamy

doprovázeny značnými šumy a disperzemi, ze kterých jsou měřené veličiny obtíţně filtrovatelné, viz např.

záznam na obr.6 a obr.7.

Obr.6

71


Obr.7

Pro další experimentální testy TAT byl pouţit a ověřen jako nejvýhodnější piezoelektrický snímač typu

KISTLER 9222, který, jak je zřejmé z obr.8, poskytuje jednoznačné, čitelné záznamy bez značných šumů a

disperzí.

Obr.8

72


K ověření shody výsledků z tenzometrických snímačů i snímače Kistler byly provedeny srovnávací zkoušky

dynamického cejchování měrné tyče TAT. Měřící tyč, vyrobena z vysoce pevné mangan-křemíkové oceli byla

cejchována staticky do 100 kN na

hydraulickém lisu a byla získána závislost

zatíţení na elastické deformaci dynamometru,

viz obr.9. K cejchování tenzometrického

dynamometru (měrné tyče) byl pouţit

automatický 32 kanálový analyzátor řízený

procesorem. K dynamickému cejchování

měrné tyče byl, vedle kovových tenzometrů

zapojených do Wheastonova mostu, pouţit i

snímač KISTLER 9222, [4].

Obr.9 Cejchovní diagram měřící tyče TAT

8.4 Závěry

Typické průběhy napěťových pulsů na tyči viz obr. 4 a obr.5 dokládají ţe, u obou dvou typů tenzometrů byla

zjištěna prokazatelná shoda jednak ve velikosti a průběhu napěťových pulsů, tak i v době jejich trvání. Zkoušky

byly provedeny na ocelích TRISTAL a 12 050. Pro porovnání hodnot napěťových pulsů byly u oceli TRISTAL

zaznamenány napěťové pulsy při dopadových rychlostech vzorků: 203 m/s, 193,78 m/s, 183 m/s, 163,7 m/s,

120,3 m/s, 92,3 m/s, 46,4 m/s, 33,8 m/s a 26,64 m/s. Při měření na tyči s odporovými, tak i polovodičovými

tenzometry byly dosaţeny srovnatelné výsledky. Při vysokých rychlostech jsou amplitudy a velikosti tlumení

vysoké, zatímco při nízkých rychlostech jsou nízké. Výsledky dynamického cejchování měřící tyče TAT

prokázaly dobrou shodu pro tenzometrické snímače i snímač Kistler 9222 [4].

Studijní literatura [1] FOREJT, M., BUCHAR, J. JOPEK, M., KREJČÍ, J. Parametric numerical studies of the Taylor test. In TANGER

s.r.o. Proceedings of the 11th International Metalurgical & Materials Conference, Symposium B, METAL 2002

Hradec nad Moravicí. 1st ed. Ostrava, TANGER, TU-VŠB and CSNMT, Ostrava, May 14 - 16 2002. vol 1. p 80/1-

80/7. CD ROM, ISBN 80-85988-73-9.

[2] FOREJT, M., KREJČÍ, J., JOPEK, M., BUCHAR, J, PERNICA, Z. Dynamic models of formed materials. Acta

Mechanica Slovaca. 2002, vol. 6. no. 2, p. 21-26. ISSN 1335-2393

[3] FOREJT, M., JOPEK,M., PERNICA, Zb., KRÁSNY, D. Zjišťování rázových sil a napětí při Taylorově testu.

(Measurement of deformatio forces and stresses during the Taylor Anvil Test). Proceedings of the 8th

International

Conference TECHNOLOGY 2003. Slovak University of Technology in Bratislava. 1st ed. September 9-10. 2003.

Vol.1. p 118-1 - 118-4. CD ROM. ISBN 80-227-1935-8

[4] ŠLAIS Miroslav, Milan FOREJT a Ivo DOHNAL. Verification of measurements of dynamic loading during the

Taylor anvil test. MM Science Journal, 2016, No 5, p. 1343-1345. ISSN 1805-0476

73



9. PROVEDENÍ TAYLOROVA TESTU A JEHO VYHODNOCENÍ

9.1 Taylorŧv kompresní test a jeho simulace

Kompresní rázové zkoušky jsou provedeny Taylorovým testem-TAT na pneumatickém

kanónu v laboratoři ÚST FSI VUT v Brně pro válcové vzorky 5 x 25 mm s broušenými čely

z tvařitelných ocelí. Rozsah dopadových rychlostí je 40 aţ 250 m s-1.

Do metodiky modelování byly jako nezbytné zahrnuty: ověřování mechanických vlastností a tvařitelnosti

ocelí, obrazová analýza tvaru vzorku po TAT s vyuţitím programu LUCIA, metalografické hodnocení

struktur, a měření pole mikrotvrdostí HV na osových řezech vzorků na počítačem řízeném tvrdoměru LECO.

74


Stanovení dynamických mezí kluzu a ostatních parametrů rázového kompresního děje- TAT

Matematicky model:

1) Vzorec pro dynamickou mez kluzu:

a) podle Taylora:

x

Lo1LLo2

xLo10v

620y

ln

b) podle Wilkinse a Guinina:

x=0

Lf

Lo2

10v

2

v

Lo

Lf62

ooy

y

2oo

ln

exp

2) Určení tvářecí síly a zrychlení (resp. zpomalení)

dx

dvvm

dx

dx

dt

dvmamamF 222maxmax

0

0

max 2

pv

l

vdvmdxF

22

12

max

ovmlF maximální rázová síla z rovnoměrně zpomaleného pohybu

Ap = Ekin l

vmF o

2

max (N)

l

va o

2

max (ms-2)

l

va o

stř

2

2

(ms-2)

9.2 Konstitutivní rovnice Johnson-Cooka

K matematickému popisu závislosti deformačního odporu (deformační napětí, flow stress) na efektivní

plastické deformaci (true plastic strain), rychlosti deformace (high strain rate) a na teplotě je pouţit osvědčený

konstitutivní vztah dle Johnson-Cooka pro BCC materiály, který zahrnuje základní fyzikální parametry. Tento

konstitutivní vztah je mj. vhodný pro dynamické kompresní testy s vlivem setrvačných sil a mechanických

resonancí (medium rate, dynamic low) a dobře predikuje deformační chování ocelí, zvláště při objemovém

tváření na tvářecích automatech.

kde B, C, n, mpředstavuje 5 experimentálně a simulací stanovených vstupních parametrů a

homologická teplota je definována podílem

om

o

TT

TTT

*

75


kde:

T je teplota materiálu, [ K ]

To je referenční teplota (teplota okolí) při statické mezi kluzu

Tm je teplota tavení, [ K ]

je mez kluzu stanovená z kvázistatických kompresních testů, [MPa]

n je exponent zpevnění,

o je referenční rychlost deformace, 1 s-1

je efektivní logaritmická rychlost deformace (rychlost deformace), [s-1],

m je teplotní koeficient odpevnění

C parametr, který určuje citlivost na rychlost deformace

B pevnostní parametr

9.3 Optimalizace parametrŧ konstitutivních rovnic simulací TAT.

Parametry Johnson-Cook konstitutivní rovnice uvedené v tabulce Tab.1 jsou výsledkem

počítačové simulace kompresního testu programem MKP LS DYNA 3D. Vstupními hodnotami jsou:

geometrie vzorku po kompresním testu TAT za různých rychlostí dopadu vzorku, statické meze kluzu o

z pěchovacích zkoušek, ostatní fyzikální parametry předmětného materiálu, model dle konstitutivní rovnice

Johnson-Cooka. Optimalizace parametrů Johnson-Cook konstitutivní rovnice byla prováděna cestou dosaţení

nejlepší shody tvaru vzorku [6], [8], [9]. Rozdíly průměrů vzorku z experimentu a ze simulace se pohybují od

asi 5% aţ do 10%, coţ vyjadřuje poměrně dobrou shodu. Pro sledované rychlosti deformace do 1000 s-1 jde

především o nejlepší shodu tvaru ve střední oblasti vzorků, jak ukazuje následující příklad.

76


Tab.1

Parametry konstitutivní Johnson-Cook rovnice

pro Taylorův kompresní test

Ocel

12 050.3

Ocel

TRISTAL

Ocel

11 320 5R

Ocel

14 220.3

Titanová slit.

Ti-6Al-4V [8]

Ocel

17 240 [9]

o 375 273 450 400 802 302

B 580 401 350 680 995 1100

C 0,02 0.055 0,055 0,057 0,01 0,07

n 0,5 0.3 0,18 0,4 0,50 0,488

m 1,04 0.72 0.70 0,70 0,60 0,95

9.4 Křivky deformačních odporŧ pro vybrané oceli, které jsou součástí materiálových modelů na webových stránkách

http://www.fme.vutbr.cz/ustav.html?ustav=13310 Tyto stránky jsou výstupem výzkumných aktivit za podpory výzkumného záměru ROZVOJ PROGRESÍVNÍCH

VYSOCE PŘESNÝCH STROJÍIRENSKÝCH TECHNOLOGIÍ, MSMT 262100003 , podúkolu "Tvorba databáze

materiálových modelů k predikci chování materiálů v tvářecím procesu" - části A v roce 2004. Současně navazuje

na dílčí výsledky grantu GAČR 101/99/0373 "Modelování mechanického chování ocelí při reálných podmínkách

tváření".

77


9.5 Experimentální zařízení

Laboratoř vysokých rychlostí deformace - LVRD, B1/411, byla zřízena na FSI VUT v Brně při ÚST,

odboru technologie tváření a plastů v r.1994. Experimentální pneumatická zařízení umoţňují provádět

Taylorův test a Hopkinsonův test. Jde o ojedinělá, v Evropě unikátní zařízení. Současně jsou vyuţívány:

mechanická laboratoř na ÚMI-NoM, - laboratoř elektronové a světelné mikroskopie ÚMI-OSFA, - spolupráce

s ÚFM AV ČR v Brně při měření a strukturním hodnocení.

Pneumatické zařízení pro Taylorův test bylo doplněno digitálním paměťovým osciloskopem

TEKTRONIX 210D, řídícím a vyhodnocovacím počítačem a měřícím zesilovačem ke snímání napěťových

pulsů pomocí polovodičových tenzometrů. Dále byl vyvinut tenzometrický dynamometr k měření dopadových

sil a nový typ časového snímače s fotodiodami a plastickými optickými vlákny. Zařízení na bázi moderní

mikroelektroniky umoţňuje snímat čas průletu na bázi 25 mm bezprostředně před dopadem vzorku. Současně

připojení na osciloskop TEKTRONIX umoţňuje automatické spouštění záznamu napěťového pulzu,

K vyhodnocování signálů zaznamenaných osciloskopem TEKTRONIX je pouţíván profesionální sofware

SCOPE 5.5.


[1] FOREJT,M., JOPEK,M., BUCHAR,J. Plastické deformace při vysokých rychlostech deformace. Plastic deformation

at high strain rates. In TECHNOLÓGIA´99 Bratislava. Proceedings of the 6th International Conference presented by

the STU Bratislava, September 8.-9. 1999. Volume 1. Printed by STU Bratislava 1999. pp 286-289. ISBN 80-227-

1255-8.

[2] FOREJT,M., JOPEK,M., BUCHAR,J. Constitutive Equations for the Behaviour of BCC Steels at High Strain

Rates. In METAL 2000 Ostrava. Proceedings of the 9th International Metalurgical Conference, Symposium B

presented by the TANGER s.r.o.and CSNMT, Ostrava, May 16 - 18 2000. Published by TANGER Ostrava. pp

214/1-214/6. CD ROM, ISBN 80-85988-48-8.

78


[3] FOREJT,M., JOPEK,M., BUCHAR,J. Plastic deformation at real compression rates. In METAL FORMING 2000.

Proceedings of the 8thInternational Conference presented by the Hgf TU Krakow, Poland, 3-7 September 2000. Ed.

Pietrzyk at al. Published by Balkema, Rotterdam, 2000. pp 729-732. ISBN 90 5809-157-0.

[4] FOREJT,M., JOPEK,M. BUCHAR,J. Behaviour of BCC steels at hihg strain rates. (Chování tvářené oceli při

vysokých rychlostech deformace). In FORM 2000. Proceedings of the 5thInternational conference presented by the

TU Institut of Technology of Brno, September 19-20, 2000. Edited by Forejt Milan. Published by Brno University of

Technology, Printed by PC-DIR,Co.Ltd, Brno 2000, pp. 101-106. ISBN 80-214-1661-0.

[5] JOPEK,M. Měření rychlosti dopadu vzorku u Taylorova testu. Speed measurement by Taylor test. In FORM 2000.

Proceedings of the 5thInternational conference presented by the TU Institut of Technology of Brno, September 19-20,

2000. Edited by Forejt Milan. Published by Brno University of Technology, Printed by PC-DIR,Co.Ltd, Brno 2000,

pp. 95-100. ISBN 80-214-1661-0.

[6] FOREJT,M., BUCHAR,J., JOPEK,M. High strain rates compresion loading of BCC steels. In CO-MAT-TECH

2000. Proceedings of the 8th International research conference, presented by the MTF STU Trnava, Slovakia,

October 19-20, 2000. Volume 1. Edited by Milan Turňa. Published by STU Bratislava, 2000, pp. 45-50. ISBN 80-

227-1413-5.

[7] FOREJT,M., KREJČÍ,J., JOPEK,M., BUCHAR,J, PERNICA,Z.: Dynamic models of formed materials. Acta

Mechanica Slovaca. 2002, Ročník 6. Číslo 2, pp. 21-26. ISSN 1335-2393

[8] ŠLAIS, M. Studium vlivu rychlostních a teplotních parametrů na tvařitelnost Ti slitin. Brno, 2012. 102 s. Disertační

práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inţenýrství, Ústav strojírenské technologie. Vedoucí

disertační práce prof. Ing. Milan Forejt, CSc.

[9] DOHNAL, Ivo. Ověření moţnosti vyuţití tahové deformace při Hopkinsonově testu. Brno, 2014. 75 s. Disertační

práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inţenýrství, Ústav strojírenské technologie. Vedoucí

disertační práce prof. Ing. Milan Forejt, CSc.

79



10. ZJIŠŤOVÁNÍ DYNAMICKÝCH MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ

MATERIÁLŦ METODOU HOPKINSONOVA TESTU

10.1 Úvod Metoda Hopkinsonovy měrné dělené tyče -HMDT (Hopkinson Split Pressure Bar-HSPB) slouţí pro

zjišťování dynamických mechanických vlastností materiálů. Praktický význam Hopkinsonova testu spočívá

v získávání údajů o tvářených materiálech za vyšších rychlostí deformace, které jsou potřebné do výpočtových

modelů a pro simulační programy tvářecích dějů.

Pro střední rychlosti zatěţování se nejprve vyuţívala experimentální zařízení ve tvaru různě upravených

kladiv, padostrojů a jiných typů běţných zkušebních strojů Mielnik, Gillis, Lindholm aj.). U těchto metod byla

obtíţná interpretace poskytnutých výsledků, coţ postupně vedlo k vývoji metod, vycházejících ze sledování

šíření vln tyčemi kruhového průřezu. Pro vysoké rychlosti deformace je to např. metoda Hopkinsonovy měrné

dělené tyče -HMDT

Základní uspořádání této metody prvně realizoval Kolsky, resp. Davis, později byly zpracovány i další

varianty této zkoušky. Pro tahové namáhání je v současnosti pouţívána Lindholmova úprava.

U vysokých rychlostí zatěţování, při kterých je metoda Hopkinsonovy měrné dělené tyče vyuţívána, mají

důleţitý vliv setrvačné síly, šíření napěťové vlny, mechanické rezonance, (u kvazistatických a středních

rychlostí nefigurují a proto se deformace neuvažují).

Schematické uspořádání Hopkinsonova testu.

10.2. Laboratoř vysokých rychlostí deformace

Zařízení HMDT bylo dříve vyuţíváno a provozováno na Akademii věd ČR, Ústavu fyziky materiálu v Brně.

Laboratoř vysokých rychlostí deformace - LVRD byla zřízena na Fakultě strojního inţenýrství VUT

v Brně při Ústavu strojírenské technologie, odboru technologie tváření v roce1994 za podpory

ÚFM AV České republiky. Experimentální pneumatické zařízení –kanón umoţňuje provádět

Hopkinsonův test-HT (Hopkinson pressure bar test- HPBT). Laboratoř VRD je na základě smlouvy

vyuţívána i Lesnickou dřevařskou fakultou -LDF Mendelovy zemědělské a lesnické univerzity-

MZLU v Brně. Jde o ojedinělé, v Evropě unikátní zařízení.

80


Laboratoř je vybavena měřícím a vyhodnocovacím zařízením ( tenzometrické, kapacitní snímače,

bezkontaktní snímače teploty, digitální paměťové osciloskopy Tektronix 210 a HP54624A s řídicími počítači

PCi III. generace s vyhodnocovacím software. Laboratoř je především vyuţívána při řešení grantových

projektů a výzkumných záměrů, dále ve výuce i při řešení současných problémů průmyslové a vojenské praxe.

V rámci laboratoře byla úspěšně vyřešena a obhájena jiţ 3 témata doktorandského studia.

10.3. Hopkinsonŧv test měrnou dělenou tyčí-HMDT

Měřící a elektronické součásti byly speciálně vyvinuty, vyrobeny a uzpůsobeny na konkrétní poţadavky

zařízení. Hlavní části zařízení jsou měrné tyče mezi nimiţ je vloţen, (uchycen) zkušební vzorek. Tyče jsou

vyrobeny z vysokopevné oceli 13 240. Průměr obou tyčí je 15 mm, délka 800 mm. Razník-projektil je vyroben

ze shodného materiálu jako měrné tyče a je akcelerován pomocí expandujícího vzduchu ze zásobníku. Aby

došlo k plné přeměně kinetické energie razníku v potenciální energii, je čelo razníku zakulacené a dochází tedy

k osovému bodovému nárazu na měrnou tyč.

Tlak expandujícího vzduchu lze regulovat dobou komprese vzduchu v zásobníku- vzdušníku. Rychlost nárazu

razníku na měrnou tyč je vypočtena z rovnoměrného pohybu průletu mezi dvěmi fotodiodami vzdálenými 20

mm od sebe. Zařízení se skládá ze dvou elastických tlakových tyčí mezi nimiţ je vloţen zkušební vzorek.

Typické je, ţe nárazová tyč - impakrtor je urychlována k dopadové tyči, na které po nárazu vyvolá elastickou

81


tlakovou vlnu ( tlakový napěťový pulz), která se generuje uvnitř dopadové - zatěţující tyče, šíří se tyčí rychlostí

zvuku aţ na rozhraní tyč-vzorek a časově závisí na deformaci. Tato deformace se měří pomocí snímačů

(kapacitních nebo tenzometrických), které jsou umístěny na tyčích. Na rozhraní dopadové tyče a zkušebního

vzorku je část tlakové vlny odraţena, část pohlcena do zkušebního vzorku a část tlakové vlny prochází (je

přenesena) do opěrné )výstupní tyče). Odraţená vlna se šíří zpět dopadovou tyčí jako tahová a způsobí

deformaci, která je opět zaznamenána snímačem. U tlakové vlny, která je pohlcena do zkušebního vzorku se

změří tlaková deformace.

Změny napěťových pulsů (výchylek) jsou měřeny pomocí kapacitních radiálních snímačů - kondenzátorů.

Kondenzátory mají tyto vstupní hodnoty: kapacita kondenzátoru v klidovém stavu 4,228 pF, napětí na

kondenzátoru 70 V, parazitní kapacita 21,86 pF. Změny osového napětí z radiálních kondenzátorů jsou

zaznamenány na samostatné kanály paměťového osciloskopu (v našem případě na osciloskop fy.

TEKTRONIX). Na prvý kanál osciloskopu jsou zaznamenány data z prvého radiálního kondenzátoru,

konkrétně zatěţovaného a odraţeného napěťového pulsu, na druhý kanál je zaznamenán prošlý napěťový puls

měřený na druhém radiálním kondenzátoru. Takto zaznamenané napěťové pulsy lze pomocí linky RS 232

přenést do počítače HP Brio, posléze vyhodnotit ve speciálním programu SCOPE.

Typické záznamy pulzŧ vyhodnocené pomocí programu Scope 5.5

bez matematické filtrace s matematickou filtrací

Z prŧběhu a velikostí napěťových pulzŧ mŧžeme stanovit dynamické mechanické vlastnosti

materiálu. Vyhodnocují se:

-deformace,

-rychlosti deformace a

-napětí ve vzorku.

10.4. Postup vyhodnocení měření

Vzorek testovaného materiálu má formu válečku o prŧměru do a délce lo a je umístěn mezi dvě ocelové

tyče kruhového průřezu. V důsledku interakce napěťového pulsu, který je iniciován na konci prvé tyče,

s materiálem vzorku, dochází k přestupu napěťového pulsu T(t)a k částečnému odrazu tohoto pulsu jako

R(t). Úspěšná realizace dané metody je podmíněna správnou volbou materiálu tyčí, které musí být v průběhu

šíření napěťového pulsu v elastickém stavu. Doba napěťového pulsu I musí vyhovovat podmínce

2

elcd

kde cel..je rychlost šíření elastické vlny m/s

d...je průměr tyče mm

-150

-100

-50

0

50

100

150

0 50 100 150 200 250 300 350

t [s]

U [

mV

]

vstupní tyč

výstupní tyč

82


Při průchodu napěťového pulsu I(t) je u tvárných materiálů vzorek charakterizován konečnou poměrnou

plastickou deformací p:

o

op

l

ll

kde lo je původní délka vzorku

l je délka po deformaci

Důleţitá je identifikace těch parametrů funkcí T, R, I, které mají přímý vztah k velikosti p . Na základě

akustických předpokladů o rychlosti vlny v poměru k rozměrům tyče (do/2) lze vlnu povaţovat za

jednorozměrnou a měření povrchové deformace tyče lze brát jako správný ukazatel osové deformace měrné

tyče. To umoţňuje zjištění průběhů axiální deformace T, R, I pouţitím tenzometrů, resp. průběhu osového

napětí T(t), R(t), I(t) pouţitím radiálních kondenzátorů. Řešení šíření vlny napětí je obecným předpokladem

vyhodnocení experimentu.

Základní podmínky platnosti HMDT:

a) vzorek i tyče jsou ve stavu jednoosé napjatosti

b) napětí a deformace jsou homogenní podél osy vzorku.

Pro analýzu a vyhodnocování výsledků HMDT jsou nutné znalosti detekovaných průběhů osových napětí

T(t), R(t), I(t) a délky zkušebního vzorku. Základní vztahy, vycházející z těchto předpokladů, mají podobu:

= (1 / zblo) [(I(t)-T(t)- R(t)],

(t)= T(t)= R(t)+ I(t) = 0,5[I(t) + R(t) + T(t)]

kde je rychlost deformace ve vzorku, [s-1]

(t) je osové napětí ve vzorku

zb je měrná akustická impedance vzorku vypočte se: zb= c0

Deformace ve vzorku se vypočte integrací rychlosti deformace na čase.

dttt

o

Poznámky k experimentu

V prvém kroku přípravy měření je nutné navrhnout geometrii zkušebních vzorků. Vzorky nemohou být

většího průměru neţ měrné tyče z důvodu přenosu osového rázového napětí na vzorek. U takového

experimentu by došlo ke kombinované, těţko definované deformaci a nesplnily by se základní podmínky

platnosti zkoušky tj. vzorek i tyče jsou ve stavu jednoosé napjatosti. Napětí a deformace jsou homogenní

podél osy vzorku coţ je důleţité pro vyhodnocení experimentu.

Naopak vzorek nemůţe mít malý průměr neboť by bylo obtíţné zajistit centrování vzorku mezi měrnými

tyčemi. Mohlo by tak dojít k asymetrické deformaci vzorku, coţ by opět nesplňovalo podmínky platnosti

zkoušky. Délka vzorku byla zvolena 5,2 mm. Délka byla zvolena s ohledem na moţnosti zařízení. Délka

nemůţe být příliš velkých rozměrů z několika důvodů. Prvním je moţnost nerovnoměrné deformace vzorku při

rázovém zatíţení. Druhým důvodem je moţnost nevýrazného záznamu nebo v krajním případě pohlcení

přechodového napětí druhé měrné tyče deformací vzorku. Ideální se tedy jeví poměr L/D =0,5. K získání

dostatečné deformace vzorku vyvolané rázem a k získání potřebné rychlosti deformace se jeví optimální

rozměry L = 5 mm a D = 10 mm.

83


Druhým podstatným faktorem měření je tření na rozhraní čel tyče a vzorku. Při rychlosti deformace

v rozmezí 1000 až 5000 s-1 se log. deformace ve vzorku pohybuje v rozmezí 0,005-0,04. Prakticky to

znamená, ţe vzorek se zkrátí v rozmezí 0,1 aţ 0,4 mm. Takovéto zkrácení se fakticky neprojevilo na zjevné

změně průměru vzorku. Proto se lze domnívat, ţe vzhledem k rychlosti děje a deformacím je součinitel tření

mezi rozhraním čel tyče a vzorku roven hydrodynamickým hodnotám. I z předchozích výzkumů

případně výzkumných pracích renomovaných laboratoří vysokých rychlostí deformace bylo taktéţ zjištěno, ţe

součinitel tření je moţné povaţovat za velmi nízký, zdánlivě téměř nulový.

Pro potvrzení nebo vyvrácení by bylo nutné provést zkoušky na zařízeních, u kterých je moţné zkoušet

vzorky aţ o několik řádů větších rozměrů při dosaţení vyšších deformací jako např. v laboratoři European

Commission, Joint Research Centre, Institute for the Protection and Security of the Citizen v Ispře v Itálii.

Přenos a hlavně porovnání výsledků z těchto případných testů by bylo komplikované přenést a následně

porovnat z dosavadními výsledky měření, neboť zkoušený materiál by musel být totoţný svým chemickým

sloţením, tepelným zpracováním, atd.).

První obrázek zobrazuje výslednou závislosti napětí ve vzorku na log. deformaci získanou po přepočtu

rázového, odraţeného a přechodového napěťového pulsu. Z tohoto obrázku jsou patrné značné disperze,

které jsou častým doprovodným jevem při dynamických záznamech. Další obrázek zaznamenívá průběh

rychlostí deformace během přetvoření vzorku při rázu na čelo tyče-kovadlinu.

Hlavní výhodou Hopkinsonova testu je tedy přímé vyhodnocení potřebných závislostí: napětí –

deformace a rychlosti deformace – deformace.


[1] PERNICA,Z., JOPEK,M., FOREJT,M. Zkoušení materiálu pomocí Hopkinsonova testu. In JUNIORMAT´01.

Sborník mezinárodní konference vydán ČSNMT a ÚMI FSI VUT Brno, 19-20. září 2001. Vydání 1. Tiskárna

Cicero Ostrava, s.127-128. ISBN 80 214-1885-0.

[2] KRÁSNY,D., PERNICA,Z,.: Determination of dynamic mechanical properties of material by using Hopkinson test.

In JUNIOR-EUROMAT 2002 in Lausanne. Proceedings of the Junior-Euromat Conference. 1st ed. Lausanne,

Federation of Europan Materials Societies. September 2-5, 2002. Volume 1. p 2

[3] KRÁSNY,D., PERNICA,Z., . Vliv rozměru vzorku na průběh odezvových funkcí u metody Hopkinsonovy měrné

dělené tyče. (The influence of the specimen dimension over the process of the response functions by using the

Hopkinson pressure bar test). Proceedings of the 8th

International Conference TECHNOLOGY 2003. Slovak

University of Technology in Bratislava. 1st ed. September 9-10. 2003. Vol.1. p 127-1 -127-4. ISBN 80-227-1935-8

Documents

EXPERIMENTÁLNÍ METODYust.fme.vutbr.cz/tvareni/img/cviceni/he1_experimentalni_metody_cvic… · 4 Forejt2003 doplněno k 2019 8.Experimentální technologické zkoušky objemové